PROYECTO INTEGRADOR DE LA CARRERA DE

INGENIERIA NUCLEAR

DISENO DE REACTORES DE INVESTIGACION CONCOMBUSTIBLES DE UMO MONOLITICO O

DISPERSO DE ALTA PERFORMANCE

Francisco Acosta

Dr. E. VillarinoDirector

Ing. A. DovalCo-directora

Miembros del JuradoIng. Juan Bergallo (Instituto Balseiro)Ing. Daniel Hergenreder (INVAP S.E)

Junio de 2015

Division de Ingenierıa Nuclear - INVAP S.E

Instituto BalseiroUniversidad Nacional de Cuyo

Comision Nacional de Energıa AtomicaArgentina

Resumen

En el presente trabajo se desarrolla el diseno conceptual del nucleo de un reactorde alta performance, orientado a satisfacer la creciente demanda de reactores para laproduccion radioisotopos de usos medicos e industriales, y para el ensayo de combusti-bles y materiales para las futuras centrales nucleares de potencia. Para llevarlo a cabose abarcaron aspectos neutronicos y termohidraulicos.

Se utilizaron combustibles de UMo, con alta densidad de uranio, ya que permiten al-canzar mayores rendimientos que los combustibles de menor densidad. Se determino quela variante monolıtica del UMo es la mas adecuada para este tipo de reactores, por loque se la empleo para el diseno de un elemento combustible de tipo placas paralelas.

Se adopto un diseno de tipo tanque en pileta, levemente presurizado, y refrigeradopor agua liviana con caudal descendente.

Se diseno un nucleo con posiciones de irradiacion In-Core y se uso una pileta deagua pesada como reflector, ya que esto permite tener gran flexibilidad al momento deposicionar dispositivos experimentales o facilidades de irradiacion Ex-Core. Dentro deltanque, se utilizaron reflectores de berilio. Ademas, se analizaron dos disenos de nucleocon diferentes sistemas de extincion.

En primer lugar, se evaluo un nucleo con cajas guıa y barras de control como sistemade extincion, cuya principal ventaja resulto ser el elevado quemado de extraccion delos elementos combustibles alcanzado.

En segundo lugar, se estudio un nucleo con un sistema de parada constituido porelementos combustibles de control y absorbentes seguidores, que dio lugar a un margende apagado mucho mayor que el obtenido en el primer caso. En este caso, ademas,pudo incorporarse una facilidad de irradiacion con la que se obtuvo un nivel de flujotermico de 1E15 n/cm2 s, necesario para la produccion de determinados radioisotoposde interes medicinal. Esta segunda configuracion de nucleo, sin embargo, tiene un costode operacion mayor al del primer nucleo evaluado.

Palabras clave: REACTOR DE INVESTIGACION DE ALTA PERFORMANCE,UMO, ALTA DENSIDAD

i

Abstract

This thesis explores the conceptual design of the core of a high performance researchreactor that is designed to satisfy the growing demand for reactors in the productionof radioisotopes for medical and industrial purposes and includes the analysis of bothneutronic and termal-hydraulic aspects of the design. This reactor can also be used totest fuels and materials for future nuclear power plants.

I used UMo fuels, with high uranium density, because they demonstrate greaterperformance that lower uranium density fuels do. After conducting a research I foundthat the monolithic form of the UMo fuel is the most suitable for this type of reactor,which is why it was used to design a parallel-plates fuel assembly .

I implemented a slightly pressurized tank in pool design, cooled by light water withdownward flow. In addition, I designed a core with In-Core irradiation positions witha heavy water reflector pool, which provides great flexibility to the Ex-Core facilitieslocation. Inside the tank, I used beryllium as reflector.

I also studied two cores with different shutdown systems. Firstly, one with guideboxes and control rods and, secondly, another one with control fuel elements andfollower absorbers.

The main advantage of the first core is that it results in a very high fuel elementextraction burnup. The second core, on the other hand, gave place higher neutronicsafety margins that those attained with the first one. In addition, it made possible theuse of an irradiation facility with which a neutron flux of 1E15 n/cm2s was obtained,which is critical to the production of certain radioisotopes that are frequently used inmedicine. This second core configuration, however, has a higher operation cost thanthat of the first core.

Keywords: HIGH PERFORMANCE RESEARCH REACTOR, UMO, HIGH DEN-SITY

ii

Indice de acronimos

HEU: Uranio de alto enriquecimiento.

RERTR: Programa de Reduccion de Enriquecimiento para Reactores de Inves-tigacion y Ensayos.

LEU: Uranio de bajo enriquecimiento.

IAEA: International Atomic Engergy Agency.

UMo: Aleacion de uranio-molibdeno.

EC: Elemento/s combustible/s.

RA-10: Reactor Nuclear Argentino Multiproposito.

OPAL: Open Pool Australian Lightwater reactor.

JHR: Jules Horowitz Reactor.

ETRR-2: Egypt Test and Research Reactor Number Two.

HFIR: High Flux Isotope Reactor.

ATR: Advanced Test Reactor.

MURR: University of Missouri Research Reactor.

NBSR: National Bureau of Standards Reactor.

OSIRIS: French nuclear reactor for the production of radioistopes.

ONB: Comienzo de la ebullicion nucleada.

ONB: Margen al comienzo de la ebullicion nucleada.

DNB: Apartamiento de la ebullicion nucleada.

DNBR: Margen al apartamiento de la ebullicion nucleada.

RD: Redistribucion de caudal.

RDR: Margen a la redistribucion de caudal.

ARN: Autoridad Regulatoria Nuclear.

FPD: Dıas a plena potencia.

iii

iv

OIEA: Organismo Internacional de Energıa Atomica.

MTR: Materials Testing Reactor.

FP: Factor de Pico.

BOC: Principio de ciclo.

EOC: Fin de ciclo.

PI: Posicion de irradiacion.

CNEA: Comision Nacional de Energıa Atomica.

AFIP: ATR Full Size Plate In Center Flux Trap Position.

LWR:Light Water Reactor.

ETR: Engineering Test Reactor.

CG: Caja/s Guıa.

BC: Barra/s Absorbente/s de Control.

VQ: Veneno/s Quemable/s.

MA: Margen de Apagado.

FU: Margen de apagado con Falla Unica de una barra de control.

ECC: Elemento/s Combustible/s de Control.

FOL: Barra absorbente seguidora.

JRR-3: Japan Research Reactor 3.

HFF. Facilidad de irradiacion de alto flujo.

Indice de contenidos

Resumen i

Abstract ii

Indice de acronimos iii

Indice de contenidos v

Indice de figuras viii

Indice de tablas xi

1. Introduccion 11.1. Descripcion del trabajo . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 11.2. Combustibles de alta densidad . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 21.3. Experiencia de INVAP S.E en diseno y construccion de reactores de

invesigacion . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 31.4. Reactores de investigacion de alta performance . . . . . . . . . . . . . . 31.5. Objetivos del trabajo . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 71.6. Descripcion de la lınea de calculo utilizada . . . . . . . . . . . . . . . . 7

1.6.1. Calculos neutronicos . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 71.6.2. Calculos termohidraulicos . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 8

2. Consideraciones de diseno y definiciones iniciales 102.1. Objetivo . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 102.2. Definiciones iniciales . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 102.3. Criterios neutronicos . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 112.4. Criterios termohidraulicos . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 122.5. Criterios mecanicos . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 132.6. Resumen de los criterios de diseno . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 13

3. Diseno inicial del elemento combustible 153.1. Diseno mecanico y eleccion de materiales . . . . . . . . . . . . . . . . . 15

3.1.1. Material del meat . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 163.1.2. Material del cladding . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 173.1.3. Material del marco . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 173.1.4. Placas curvas . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 18

3.2. Diseno neutronico y termohidraulico . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 183.2.1. Modelo de celda . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 19

v

Indice de contenidos vi

3.2.2. Espesor del meat . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 193.2.3. Variables utilizadas para el diseno del EC . . . . . . . . . . . . 203.2.4. Definicion de las variables y verificacion de los criterios mecanicos

y termohidraulicos . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 23

4. Consideraciones generales sobre el diseno del nucleo 254.1. Posiciones de irradiacion . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 254.2. Reflectores . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 274.3. Geometrıa del nucleo . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 284.4. Estrategia de recambio de elementos combustibles . . . . . . . . . . . . 29

4.4.1. Numero de EC a cambiar por ciclo . . . . . . . . . . . . . . . . 294.4.2. Recambio In-Out vs Out-In . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 30

5. Nucleo con cajas guıa y barras absorbentes como sistema de extincion 325.1. Descripcion general del sistema y de los modelos utilizados . . . . . . . 325.2. Implementacion del sistema . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 335.3. Uso de venenos quemables . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 34

5.3.1. Eleccion del VQ y resultados a nivel celda . . . . . . . . . . . . 355.3.2. Reactividad del nucleo con VQ . . . . . . . . . . . . . . . . . . 365.3.3. Factor de pico con VQ . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 40

5.4. Margen de apagado y falla unica . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 415.5. Nivel de flujo neutronico . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 425.6. Quemado de extraccion . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 465.7. Coeficientes de realimentacion de reactividad . . . . . . . . . . . . . . . 46

6. Nucleo con elementos combustibles de control y barras seguidorascomo sistema de extincion 516.1. Descripcion general del sistema y de los modelos utilizados . . . . . . . 516.2. Implementacion del sistema . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 556.3. Analisis de distintos diametros de alambres de Cd . . . . . . . . . . . . 566.4. Reajuste de parametros termohidraulicos . . . . . . . . . . . . . . . . 596.5. Reactividad y FP a lo largo del ciclo . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 596.6. Nivel de flujo neutronico . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 606.7. Quemado de extraccion . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 646.8. CG y BC vs ECC y FOL . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 646.9. Evaluacion del FP con el nucleo crıtico . . . . . . . . . . . . . . . . . . 656.10. Reduccion del FP en el nucleo con ECC . . . . . . . . . . . . . . . . . 65

6.10.1. Modificacion de la estrategia de recambio de EC y del numerode ECC . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 65

6.10.2. Modificacion de los VQ . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 666.10.3. Reajuste de parametros termohidraulicos . . . . . . . . . . . . 70

6.11. Nucleo con ECC, redisenado . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 716.11.1. Falla unica . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 716.11.2. Coeficientes de realimentacion de reactividad . . . . . . . . . . . 726.11.3. Nivel de flujo neutronico . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 766.11.4. Evaluacion de una facilidad de irradiacion de alto flujo (HFF) . 80

6.12. Comparacion final: CG y BC vs ECC y FOL . . . . . . . . . . . . . . . 82

7. Conclusiones y trabajo a futuro 83

Indice de contenidos vii

Agradecimientos 87

Indice de figuras

1.1. Densidad efectiva de uranio en distintos combustibles de reactores deinvestigacion. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 2

1.2. Fotografıa del EC del reactor HFIR. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 41.3. Esquema del EC del reactor ATR. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 51.4. Esquema del EC del reactor MURR. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 51.5. Esquema del EC del reactor JHR. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 61.6. Esquema del EC del reactor NBSR. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 61.7. Esquema de la seccion transversal de un EC de tipo placas paralelas. . 71.8. Lınea de calculo neutronico de INVAP S.E . . . . . . . . . . . . . . . . 8

3.1. Esquema de la seccion transversal de un EC tipo placas paralelas. . . . 153.2. Modelo de celda de media placa combustible. . . . . . . . . . . . . . . . 193.3. Keff en funcion del espesor del gap, para emeat = 0,2 mm. . . . . . . . 203.4. RDR y DNBR en funcion de la velocidad del refrigerante. . . . . . . . . 213.5. RDR y DNBR en funcion de la presion de entrada del refrigerante. . . 223.6. Esquema simplificado del proceso de diseno del EC. . . . . . . . . . . . 23

4.1. Geometrıa del primer nucleo. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 294.2. Esquema del proceso de definicion de una estrategia de recambio de EC

In-Out . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 31

5.1. Fotografıa de una barra absorbente acoplada al follower, disenada y cons-truida por INVAP. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 32

5.2. Esquema de la seccion transversal de la caja guıa y de la barra absor-bente, segun el diseno del RA-10. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 33

5.3. Esquema del modelo de nucleo realizado para representar las cajas guıa. 335.4. Esquema de dos de los modelos de nucleo realizados con dos hileras de

cajas guıa. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 345.5. Esquema del modelo de nucleo realizado con tres hileras de cajas guıa. 345.6. Modelo de celda de media placa combustible, con alambre de Cd. . . . 355.7. keff del EC en funcion del quemado, a nivel celda, para distintos diame-

tros de alambre de Cd, y sin VQ. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 365.8. Reactividad a lo largo del ciclo, con y sin VQ. Nucleo con CG. . . . . . 375.9. Potencia generada por EC a fin de ciclo. Se comparan los casos con y

sin venenos quemables. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 385.10. Perfil axial de potencia, a fin de ciclo, de un EC con y sin VQ. . . . . . 385.11. Densidad de potencia a fin de ciclo, en la zona central de cada EC, con

y sin VQ. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 395.12. Factor de pico a lo largo del ciclo, con y sin VQ. Nucleo con CG. . . . . 40

viii

Indice de figuras ix

5.13. Margen de apagado con falla unica de las distintas barras de control.Nucleo con CG. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 42

5.14. Esquema del nucleo en el que se indican las distintas PI. . . . . . . . . 425.15. Nivel de flujo termico a principio y fin de ciclo. Nucleo con CG. . . . . 445.16. Nivel de flujo rapido a principio y fin de ciclo. Nucleo con CG. . . . . . 455.17. Coeficiente de reactividad por temperatura del refrigerante a lo largo del

ciclo. Nucleo con CG. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 475.18. Coeficiente de reactividad por temperatura del refrigerante a lo largo del

ciclo, variando la densidad. Nucleo con CG. . . . . . . . . . . . . . . . 485.19. Coeficiente de reactividad por temperatura del combustible a lo largo

del ciclo. Nucleo con CG. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 495.20. Coeficiente de reactividad por vacıo en el refrigerante a lo largo del ciclo.

Nucleo con CG. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 50

6.1. Esquema de un ECC y su FOL, que forman parte del sistema de paradaen el reactor JRR-3. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 52

6.2. Esquema de la seccion transversal de un ECC. . . . . . . . . . . . . . . 526.3. Esquema de la seccion transversal de un FOL absorbente de Hf. . . . . 536.4. Modelo de celda de un cuarto de ECC. . . . . . . . . . . . . . . . . . . 546.5. Modelo de celda de un cuarto de FOL. . . . . . . . . . . . . . . . . . . 546.6. Regiones de homogeneizacion de secciones eficaces del ECC y del FOL,

y modelo de nucleo utilizado. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 556.7. Margen de apagado con falla unica de los distintos FOL, para el nucleo

con 8 ECC. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 566.8. Margen de apagado con falla unica de los distintos FOL, para el nucleo

con 6 ECC. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 566.9. Reactividad a lo largo del ciclo, para distintos diametros de alambres de

Cd, y sin VQ. Nucleo con 6 ECC. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 576.10. Factor de pico a lo largo del ciclo, para distintos diametros de alambres

de Cd, y sin VQ. Nucleo con 6 ECC. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 586.11. Exceso de reactividad a lo largo del ciclo, con 6 ECC. . . . . . . . . . . 606.12. Factor de pico a lo largo del ciclo, con 6 ECC. . . . . . . . . . . . . . . 606.13. Nivel de flujo termico a principio y fin de ciclo, en el nucleo con 6 ECC. 626.14. Nivel de flujo rapido a principio y fin de ciclo, en el nucleo con 6 ECC. 636.15. Distribucion axial de potencia, a principio y fin de ciclo, para un ECC

y un ECN. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 676.16. FP a lo largo del ciclo, para distintos diametros y distribuciones axiales

de alambres de Cd. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 686.17. Distribucion de potencia, a principio y fin de ciclo, para un ECC y un

EC, con distribucion axial de VQ modificada. . . . . . . . . . . . . . . 696.18. Margen de apagado con falla unica de los distintos FOL. . . . . . . . . 726.19. Coeficiente de reactividad por temperatura del refrigerante,a densidad

constante, a lo largo del ciclo. Nucleo con 8 ECC. . . . . . . . . . . . . 736.20. Coeficiente de reactividad por temperatura del refrigerante a lo largo del

ciclo. Nucleo con 8 ECC. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 746.21. Coeficiente de reactividad por temperatura del combustible a lo largo

del ciclo. Nucleo con 8 ECC. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 75

Indice de figuras x

6.22. Coeficiente de reactividad por vacıo en el refrigerante a lo largo del ciclo.Nucleo con 8 ECC. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 76

6.23. Nivel de flujo termico a principio y fin de ciclo, en el nucleo con 8 ECC. 776.24. Nivel de flujo rapido a principio y fin de ciclo, en el nucleo con 8 ECC. 786.25. Ubicacion de las facilidades de produccion de 99Mo utilizadas para eva-

luacion de flujos en el reflector. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 796.26. Modelo de celda de la facilidad de irradiacion de alto flujo. . . . . . . . 81

Indice de tablas

1.1. Potencia, flujo neutronico termico y rapido maximo y tipo de combus-tible, para distintos reactores de alta performance. . . . . . . . . . . . . 4

1.2. Incertezas utilizadas en los calculos realizados con TERMIC. . . . . . . 9

2.1. Criterios de diseno adoptados en el presente trabajo. . . . . . . . . . . 14

3.1. Propiedades del U10Mo empleadas para los calculos. . . . . . . . . . . 163.2. Propiedades relevantes del Zry-4 y del Al 6061. . . . . . . . . . . . . . 173.3. Valores adoptados para las principales variables del EC, incluido el

numero necesario para P = 100 MW. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 243.4. Verificacion de los criterios mecanicos y termohidraulicos, para qmax =

488 W/cm2 . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 24

4.1. Estructura de grupos utilizada. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 254.2. Niveles de flujo neutronico de referencia para distintos dispositivos ex-

perimentales. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 264.3. Niveles de flujo neutronico de referencia para la produccion de RI y el

dopado de Si. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 264.4. Modelo notacional para obtener valores de flujo termico. . . . . . . . . 264.5. Modelo notacional para obtener valores de flujo rapido. . . . . . . . . . 264.6. Modelo notacional para obtener valores de flujo en las facilidades de

produccion de 99Mo. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 274.7. Propiedades de diferentes moderadores y reflectores. . . . . . . . . . . . 274.8. Masa de 235U a ingresar por ciclo y el numero de EC que esta representa,

para distintos tiempos de ciclo. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 30

5.1. Reactividad a principio y fin de ciclo, sin VQ y con alambres de Cd deD=0,6 mm. Nucleo con CG. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 36

5.2. Factor de pico maximo, con y sin VQ. Nucleo con CG. . . . . . . . . . 415.3. Flujo termico en las distintas PI, a principio y fin de ciclo. Nucleo con

CG. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 435.4. Flujo rapido en las distintas PI, a principio y fin de ciclo. Nucleo con CG. 435.5. Quemado de extraccion para las diferentes cadenas de recambio de EC.

Nucleo con CG. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 465.6. Coeficiente de reactividad por temperatura del refrigerante a principio

y fin de ciclo, y valor maximo. Nucleo con CG. . . . . . . . . . . . . . . 475.7. Coeficiente de reactividad por temperatura del refrigerante, variando su

densidad, a principio y fin de ciclo, y valor maximo. Nucleo con CG. . . 48

xi

Indice de tablas xii

5.8. Coeficiente de reactividad por temperatura del combustible a principioy fin de ciclo, y valor maximo. Nucleo con CG. . . . . . . . . . . . . . . 49

5.9. Coeficiente de reactividad por vacıo en el refrigerante a principio y finde ciclo, y valor maximo. Nucleo con CG. . . . . . . . . . . . . . . . . . 50

6.1. Factor de pico maximo, calculado y obtenido utilizando margenes inge-nieriles, para distintos diametros de alambres de Cd. Se indica el tiempoen el que se da el maximo. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 57

6.2. Verificacion de los criterios termohidraulicos, para qmax = 507 W/cm2 . 596.3. Flujo termico en las distintas PI, a principio y fin de ciclo. Nucleo con

6 ECC. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 616.4. Flujo rapido en las distintas PI, a principio y fin de ciclo.Nucleo con 6

ECC . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 616.5. Quemado de extraccion para las diferentes cadenas de recambio de ECN.

Nucleo con 6 ECC. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 646.6. Comparacion entre el nucleo con cajas guıa y el nucleo con 6 ECC. . . 646.7. Falla unica con estrategia de recambio Out-In. Nucleo con 6 ECC. . . . 666.8. Indicadores de performance y seguridad obtenidos con distintos diame-

tros y distribuciones axiales de alambres de Cd . . . . . . . . . . . . . . 706.9. Verificacion de los criterios termohidraulicos, para qmax = 514 W/cm2 . 706.10. Coeficiente de reactividad por temperatura del refrigerante, a densidad

constante, a principio y fin de ciclo, y valor maximo. Nucleo con 8 ECC. 726.11. Coeficiente de reactividad por temperatura del refrigerante, variando su

densidad, a principio y fin de ciclo, y valor maximo. Nucleo con 8 ECC. 736.12. Coeficiente de reactividad por temperatura del combustible a principio

y fin de ciclo, y valor maximo. Nucleo con 8 ECC. . . . . . . . . . . . . 746.13. Coeficiente de reactividad por vacıo en el refrigerante a principio y fin

de ciclo, y valor maximo. Nucleo con 8 ECC. . . . . . . . . . . . . . . . 756.14. Flujo termico en las distintas PI, a principio y fin de ciclo. Nucleo con

8 ECC. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 776.15. Flujo rapido en las distintas PI, a principio y fin de ciclo.Nucleo con 8

ECC. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 776.16. Flujo termico maximo, mınimo y promedio, en las facilidades de pro-

duccion de 99Mo. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 796.17. Factores que relacionan el flujo obtenido a nivel de nucleo con el flujo

efectivo en cada capsula de la facilidad de irradiacion. . . . . . . . . . . 816.18. Flujo termico en las capsulas dentro de los 3 tubos de la HFF. . . . . . 816.19. Comparacion entre el nucleo con cajas guıa y el nucleo con 8 ECC . . . 82

Capıtulo 1

Introduccion

1.1. Descripcion del trabajo

En este trabajo se desarrolla el diseno conceptual de un reactor de investigacion dealta performance, con combustibles de UMo. El mismo se divide en 7 capıtulos, que sedescriben brevemente a continuacion.

Capıtulo 1, Introduccion: Se describe la organizacion del trabajo y se resu-men las ventajas de los combustibles de alta densidad y las caracterısticas dereactores de alta performance existentes. Ademas, se provee de un contexto parasu realizacion en INVAP S.E y se definen los objetivos del mismo. Por ultimo, sedescriben las herramientas de calculo utilizadas.

Capıtulo 2, Consideraciones de diseno y definiciones iniciales: Se des-criben los parametros y caracterısticas generales de diseno que fueron definidosinicialmente, y sobre los que se desarrolla el resto del trabajo. Ademas, se definenlos criterios de diseno neutronico, mecanico y termohidraulico adoptados.

Capıtulo 3, Diseno inicial del elemento combustible: Se describen lasvariables involucradas en el diseno de un elemento combustible de tipo placasparalelas y el proceso utilizado para definir los valores que estas adoptan.

Capıtulo 4, Consideraciones generales sobre el diseno del nucleo: Seadoptan niveles de referencia de flujo neutronico y se estudian y definen ca-racterısticas de diseno del nucleo que resultan comunes a todas las variantesposteriormente analizadas.

Capıtulo 5, Nucleo con cajas guıa y barras absorbentes de control comosistema de extincion: Se disena y analiza un nucleo con un sistema de paradaimplementado con cajas guıa y barras de control.

Capıtulo 6, Nucleo con elementos combustibles de control y barrasseguidoras como sistema de extincion: Se disena y analiza un nucleo conelementos combustibles de control y barras absorbentes seguidoras como sistemade apagado, con el objetivo de aumentar los margenes de seguridad neutronicaobtenidos con el sistema analizado en el Capıtulo 5, con el que se realiza unacomparacion.

1

1.2 Combustibles de alta densidad 2

Capıtulo 7, Conclusiones y trabajo a futuro: Se resumen el trabajo realizadoy los resultados obtenidos, y se analizan aspectos sobre los que resulta interesantecontinuar trabajando a futuro.

1.2. Combustibles de alta densidad

A partir de finales de la decada de 1970, los riesgos de proliferacion asociados al usode uranio de alto enriquecimiento (HEU) en reactores de investigacion motivo la crea-cion del Programa de Reduccion de Enriquecimiento para Reactores de Investigaciony Ensayos (RERTR). Los objetivos fundamentales de este programa eran el desarrollode combustibles con uranio de bajo enriquecimiento (LEU) avanzados, el desarrollo deanalisis de diseno y seguridad para la conversion de reactores de investigacion, y eldesarrollo de blancos y procesos para la produccion de Molibdeno-99 usando LEU [1].

La IAEA define al LEU como “uranio enriquecido con menos del 20 % del isotopo235U”. A su vez, clasifica al LEU como material de uso indirecto, que se define comomaterial que no puede ser usado para la produccion de dispositivos nucleares explosivossin ser transmutados o enriquecidos.

Fundamentalmente en el marco del RERTR, se han desarrollado disenos de com-bustibles de alta y muy alta densidad con el objetivo de convertir a LEU reactorescon combustibles HEU, minimizando la perdida de performance y las modificacionesnecesarias para la conversion.

Durante la decada de 1990, se califico un combustible disperso basado en U3Si2,con una densidad de uranio de 4,8 gr/cm3, con el que la gran mayorıa de los reactorescon HEU fue convertida a LEU. Sin embargo, el grupo restante de reactores de altapotencia, que no podıa convertirse usando este combustible sin perdidas severas deperformance, motivo el desarrollo de combustibles de mayor densidad. Para la mayorıade estos reactores se requiere una densidad de 6,5 − 8,5 grU/cm3, aunque se estimaque algunos requerirıan densidades aun mayores, disponibles solo en disenos de com-bustibles como el UMo monolıtico, que es desarrollado principalmente por los EE.UU.[2][3]. En la Figura 1.1 se muestra la densidad de uranio para distintos combustibles.

Dentro de los combustibles de alta densidad en desarrollo, los de UMo se destacancomo los candidatos mas prometedores a ser calificados en un futuro cercano [4][5].

Figura 1.1: Densidad efectiva de uranio en distintos combustibles de reactores de investigacion.

1.3 Experiencia de INVAP S.E en diseno y construccion de reactores de invesigacion 3

Ademas de permitir la conversion de reactores existentes, los combustibles de altadensidad abren posibilidades en cuanto al diseno de nuevos reactores de investigacion dealta potencia con mejor rendimiento que los que se alcanzan con menores densidades. Enprimer lugar, porque la mayor reactividad asociada al incremento en la densidad de 235Upermite obtener ciclos de operacion mas prolongados, y mayor quemado de extraccionde los elementos combustibles (EC). En segundo lugar, porque pueden lograrse nucleosmas compactos [6]. Dado que el flujo termico es proporcional a la densidad de potenciapor unidad de masa de combustible, y el flujo rapido a la densidad volumetrica depotencia, esto hace que se obtengan mayores niveles de flujo [7].

1.3. Experiencia de INVAP S.E en diseno y cons-

truccion de reactores de invesigacion

INVAP S.E es una empresa argentina de tecnologıa, creada en 1976, reconocidainternacionalmente como un proveedor lıder de reactores de investigacion. A lo largode su historia, INVAP ha disenado distintos reactores y facilidades de investigacion,que pueden clasificarse de acuerdo a su potencia segun se muestra a continuacion.

Facilidades subcrıticas, que no pueden alcanzar criticidad.

Facilidades crıticas, de menos de 1 W.

Reactores de investigacion de baja potencia, normalmente de hasta 100 kW.

Reactores de investigacion de potencia intermedia, de menos de 10 MW.

Reactores de investigacion de alta potencia, normalmente de 10 MW o mas.

La ultima categorıa comprende facilidades principalmente dedicadas a la produccionde radioisotopos a gran escala y a la investigacion aplicada, para lo que se necesitandispositivos de irradiacion dentro y fuera del nucleo del reactor. INVAP es, a nivelmundial, una de las empresas con mas experiencia en el diseno y construccion de estetipo de reactores, entre los que se encuentran el ETRR-2 (22 MW), el OPAL (20 MW),el RA-10 (30 MW) y un diseno de 100 MW.

El diseno de un reactor de 100 MW realizado por INVAP fue motivado por lacreciente demanda de reactores no solo para la produccion de radioisotopos para usosmedicos e industriales, sino tambien para el ensayo de combustibles y materiales paralas futuras centrales nucleares de potencia. El nivel de potencia de este reactor hizoque se optara por un diseno de tipo tanque en pileta, levemente presurizado y con flujodescendente de refrigerante [8].

Sin embargo, no existe experiencia en el diseno de nuevos reactores de investigacionde alta performance con combustibles de alta densidad, lo que motiva el establecimientode un precedente en este sentido.

1.4. Reactores de investigacion de alta performance

Los reactores de investigacion de alta performance son facilidades de alta potencia,y alta densidad de potencia, en los que se alcanzan elevados niveles de flujo neutronico,

1.4 Reactores de investigacion de alta performance 4

y que proveen numerosas posiciones de irradiacion para la realizacion de experimentosy la produccion de radioisotopos.

En la Tabla 1.1 se muestran caracterısticas relevantes de algunos reactores de altaperformance en operacion o, como en el caso del JHR, en construccion. Como puedeverse, algunos de estos reactores alcanzan las prestaciones que se muestran en dichatabla haciendo uso de HEU.

Reactor Potencia [MW]Tipo de

combustibleΦter max

[1E14 n/cm2 s]Φrap max

[1E14 n/cm2 s]HFIR 85 HEU 25 10ATR 250 HEU 10 5ATR 100 HEU 4,4 2,2

MURR 10 HEU 6 1JHR 100 LEU 5,5 5,5

NBSR 20 HEU 4 2OSIRIS 70 LEU 3 2

Tabla 1.1: Potencia, flujo neutronico termico y rapido maximo y tipo de combustible, paradistintos reactores de alta performance [9].

Ademas, en casi todos los casos, utilizan EC de diseno y fabricacion complejos. Estoles permite, por un lado, obtener nucleos compactos o con geometrıas complicadas quepermiten alcanzar altos niveles de flujo y, por otro, incluir trampas de flujo dentro delelemento combustible . Entre las complejidades que presentan se destacan:

HFIR

El nucleo se compone por un solo combustible circular de placas involutas separadaspor un canal de agua de ancho constante, y meat con concentracion de uranio graduadaradialmente. Una fotografıa del combustible se muestra en la Figura 1.2, en la que seobserva la trampa de flujo central.

Figura 1.2: Fotografıa del EC del reactor HFIR.

ATR

Los combustibles del ATR son tipo placas paralelas soportadas por marcos forman-do un angulo de 45◦, y no todas las placas ni los canales refrigerantes tienen las mismasdimensiones. Un esquema de este combustible se muestra en la la Figura 1.3. El angulo

1.4 Reactores de investigacion de alta performance 5

formado por los marcos permite obtener un nucleo de geometrıa muy compleja, con 4lobulos independientes dentro de los que se posicionan facilidades de irradiacion.

Figura 1.3: Esquema del EC del reactor ATR.

MURR

Los elementos combustibles del MURR estan conformados por placas curvas sopor-tadas por marcos formando un angulo de 45◦. Este angulo permite obtener un nucleoperfectamente circular, con una region central para posicionar facilidades de irradia-cion. Se determino que para que pueda convertirse a LEU es necesario utilizar meatde espesor variable para reducir el factor de pico [5]. En la Figura 1.4 se muestra unesquema de este combustible.

Figura 1.4: Esquema del EC del reactor MURR.

JHR

Los combustibles del JHR son de seccion circular, con placas curvas sostenidas por 3marcos. Tienen un hueco central que se rellena con aluminio, con una barra de controlde hafnio, o con una facilidad de irradiacion. La seccion de este combustible puedeverse en la Figura 1.5.

1.4 Reactores de investigacion de alta performance 6

Figura 1.5: Esquema de la seccion transversal del EC del reactor JHR.

NBSR

Los elementos combustibles del NBSR son de tipo placas y la region central de losmismos no tiene combustible, lo que permite tener un pico en el flujo neutronico pararealizar experimentos. Un esquema del mismo se muestra en la Figura 1.6.

Figura 1.6: Esquema del EC del reactor NBSR. Se indica la region central sin combustible.

OSIRIS

Los combustibles del OSIRIS son de tipo placas estandar, sin complejidades adicio-nales. En la Figura 1.7 se muestra un esquema basico de este tipo de combustibles.

1.5 Objetivos del trabajo 7

Figura 1.7: Esquema de la seccion transversal de un EC de tipo placas paralelas.

1.5. Objetivos del trabajo

El objetivo de este trabajo es disenar de forma conceptual, y cubriendo aspectosneutronicos y termohidraulicos, el nucleo de un reactor de investigacion de alta perfor-mance con combustibles de UMo.

El reactor disenado debe alcanzar niveles de flujo comparables a los que se muestranen la Tabla 1.1, pero con un combustible LEU de tipo placas, de seccion cuadrada. Estarestriccion, si bien limita la performance obtenible, permite aprovechar la experienciade INVAP S.E en el diseno, calculo y construccion de este tipo de combustibles.

Ademas, el reactor debe tener numerosas posiciones de irradiacion, dentro y fueradel nucleo, en las que se puedan ubicar diversos dispositivos experimentales y facilidadesde produccion de radioisotopos.

1.6. Descripcion de la lınea de calculo utilizada

1.6.1. Calculos neutronicos

En el presente trabajo se hizo uso de la lınea de calculo neutronico de INVAP S.E.INVAP utiliza un paquete de software propio para disenar y optimizar reactores deinvestigacion, reactores para la produccion de radioisotopos y reactores de potencia.Este paquete de software incluye:

CONDOR, un codigo de celda que realiza calculos neutronicos de elementoscombustibles de reactores nucleares y produce sets de datos, como las seccioneseficaces, condensadas y homogeneizadas, que son luego usadas en calculos denucleo.

CITVAP, un codigo de nucleo que realiza calculos neutronicos dependientesdel quemado, calculando distintos parametros nucleares asociados a diferentesestados del reactor. Como motor de calculo utiliza el codigo CITATION.

HXS, un administrador de bibliotecas que permite vincular el codigo de celda conel de nucleo, permitiendole al usuario crear o modificar bibliotecas de seccioneseficaces para ser usadas en el calculo de nucleo.

POSCON y FLUX, dos postprocesadores graficos que permiten visualizar, demanera rapida y sencilla, los resultados obtenidos con el calculo de celda y nucleo,respectivamente.

1.6 Descripcion de la lınea de calculo utilizada 8

HGEO, una utilidad que permite generar la geometrıa a ser utilizada en elcalculo de nucleo. Cuenta con un postprocesador grafico que permite visualizarla geometrıa en cuestion y las propiedades asignadas a cada region de la misma.

Los programas mas relevantes de la lınea de calculo neutronico de INVAP S.E semuestran en la Figura 1.8 [10].

Figura 1.8: Lınea de calculo neutronico de INVAP S.E

1.6.2. Calculos termohidraulicos

Para los calculos termohidraulicos realizados en el presente trabajo se hizo uso delcodigo TERMIC (a traves de la interfaz grafica TEMPLATE), desarrollado por

1.6 Descripcion de la lınea de calculo utilizada 9

INVAP S.E y basado en TERMIC 1G, desarrollado por la CNEA. TERMIC permitecalcular distintos parametros termohidraulicos a lo largo de un canal de refrigeracionde un elemento combustible, ası como los margenes a distintos fenomenos crıticos,haciendo uso de correlaciones y modelos analıticos.

Si bien las lıneas de calculo neutronico y termohidraulico estan integradas, ya queCITVAP contiene a TERMIC, se utilizaron por separado en el presente trabajo porqueesto resulta conservativo.

TERMIC permite incluir incertezas en distintos parametros relevantes, y en lascorrelaciones que utiliza. Las incertezas utilizadas, para todos los calculos realizadosen este trabajo, se muestran en la Tabla 1.2.

El codigo utiliza dos correlaciones distintas para calcular los margenes a cada unode los fenomenos crıticos, que son desarrollados en la seccion 2.4, en el canal caliente.Para verificar los criterios termohidraulicos se utilizo, en todos los casos, la correlacioncon menor margen.

Parametro IncertezaTemperatura de entrada 0,5 ◦C

Carga de uranio 2,0 %Control de potencia 2,0 %

Area activa 5,0 %

Area del canal 5,0 %Velocidad de refrigerante 10,0 %Homogeneidad del uranio 8,0 %

Espesor del meat 10,0 %Correlacion de transferencia de calor 10,0 %

Presion de contencion 0,0 %Nivel de pileta 0,0 %

Coeficiente de friccion 5,0 %Coeficiente de perdida de forma 5,0 %

Correlacion de ONB 10,0 %Correlacion de DNB 0,0 %Correlacion de RD 6,0 %

Medicion de potencia 5,0 %Temperatura de entrada (corrimiento) +1,0 ◦C

Tabla 1.2: Incertezas utilizadas en los calculos realizados con TERMIC [11].

Capıtulo 2

Consideraciones de diseno ydefiniciones iniciales

2.1. Objetivo

Este capıtulo tiene como objetivo, en primer lugar, describir los parametros o ca-racterısticas generales de diseno que fueron definidos inicialmente, y sobre los cuales sedesarrollo el resto del trabajo. A su vez, el segundo objetivo de este capıtulo es describirlos distintos criterios de diseno, neutronicos, mecanicos y termohidraulicos adoptados.Algunos de estos surgen de requerimientos regulatorios o de consideraciones sobre laseguridad del reactor, mientras que otros definen un mınimo aceptable de performance.

2.2. Definiciones iniciales

Teniendo en cuenta el objetivo de disenar un reactor de alta performance con com-bustibles de UMo, resulta necesaria la definicion inicial de algunos parametros deldiseno.

Potencia

Se fijo la potencia del reactor en 100MW. Se considero, a priori, que este nivel depotencia es suficiente para poder alcanzar los niveles de flujo neutronico esperables eneste tipo de reactores, necesarios para satisfacer requerimientos experimentales y deproduccion de radioisotopos, que son analizados en mayor detalle en la seccion 4.1.

Refrigeracion

Se decidio usar agua liviana como refrigerante. Para el nivel de potencia definido,y si se quiere disenar un nucleo relativamente compacto, resulta necesaria una levepresurizacion para tener margenes suficientemente grandes a distintos fenomenos ter-mohidraulicos crıticos. Es por esto que se opto por un reactor de tipo tanque en pileta.

Se eligio refrigerar con caudal descendente. Esto elimina la necesidad de incorporarmecanismos de fijacion para impedir que los elementos combustibles sean arrastradosfuera de la grilla inferior, como es el caso con caudal ascendente. Ademas, tampocoexiste la posibilidad de que se expulse una barra de control, o que se impida o retrase su

10

2.3 Criterios neutronicos 11

ingreso al nucleo, ya que estas son insertadas en la misma direccion que la de circulaciondel refrigerante.

En el presente trabajo no se analizo ningun transitorio asociado a la inversion decaudal necesaria para alcanzar el modo de refrigeracion por conveccion natural. Sinembargo, se considero que esto no limita la viabilidad del diseno, ya que la mayorıa delos reactores de este tipo utiliza caudal descendente [5].

Dado que la localizacion del reactor no esta definida, se opto por fijar la temperaturade refrigerante a la entrada del nucleo en 37 ◦C.

Tipo de elemento combustible

Se decidio utilizar combustibles de tipo placas paralelas, de seccion cuadrada de80,5 mm de lado, que INVAP ya ha utilizado en numerosos disenos. Esto permiteaprovechar al maximo tanto la experiencia de INVAP como las herramientas de softwareallı desarrolladas, algunas de las cuales se encuentran optimizadas para este tipo decombustible. Un ejemplo de esto ultimo es la interfaz grafica TEMPLATE, que permiterealizar calculos termohidraulicos de elementos combustibles tipo placa con el codigoTERMIC.

2.3. Criterios neutronicos

Tomando como referencia los requerimientos y recomendaciones de la ARN, seadoptaron los siguientes criterios [12][13]:

El coeficiente de reactividad global por potencia debe ser negativo. Que los coefi-cientes de reactividad parciales sean negativos es condicion suficiente para cumplireste requerimiento. Luego, por simplicidad de calculo, se exigio que los coeficien-tes de reactividad por temperatura, tanto del combustible como del refrigerante,y por vacıo en el refrigerante, fueran negativos.

El margen de apagado debe ser mayor que 3000 pcm.

El reactor debe mantenerse subcrıtico al menos en 1000 pcm ante la falla decualquiera de las barras de seguridad.

Ademas, para asegurar un aprovechamiento del combustible aceptable, suficiente reac-tividad en exceso para operar adecuadamente el reactor, y longitud de ciclo acorde alos requerimientos experimentales, se adoptaron los criterios de:

Quemado de extraccion de los EC de, al menos, 50 % at 235U.

Exceso de reactividad a fin de ciclo de aproximadamente 1000 pcm.

Longitud del ciclo de operacion de, como mınimo, 26 dıas a plena potencia (FPD).

Sumado a esto, para cumplir con los objetivos de utilizacion del reactor, que son laproduccion de radioisotopos y la irradiacion de dispositivos experimentales, son nece-sarios determinados niveles de flujo termico y rapido. En consecuencia, se fijaron lossiguientes criterios:

2.4 Criterios termohidraulicos 12

Flujo termico maximo en una posicion de irradiacion dentro del nucleo superiora 4E14 n/cm2 s.

Flujo rapido maximo en una posicion de irradiacion dentro del nucleo superior a2E14 n/cm2 s.

Estos niveles de flujo son los que se deben superar para que el diseno se considereaceptable, pero no representan los niveles objetivo, que se detallan en la seccion 4.1.

Por ultimo, se considero:

Factor de pico (FP) menor o igual a 3,3. Este es el valor usado para realizar eldiseno termohidraulico de forma desacoplada del neutronico.

2.4. Criterios termohidraulicos

Para poder asegurar, en todo momento, la adecuada refrigeracion del reactor, sedebe garantizar que no se alcanzan los denominados fenomenos crıticos, que dan lugara la crisis de ebullicion. Los fenomenos tıpicamente analizados en reactores tipo MTRson la redistribucion de caudal (RD) y el apartamiento de la ebullicion nucleada (DNB)[11][14]. Con este objetivo se adoptaron, segun experiencia de INVAP, y para el disenoen estado estacionario, los siguientes criterios y sus respectivos margenes:

Margen a la redistribucion: el cociente entre la potencia que lleva a la redistribu-cion (PRD) y la potencia del canal caliente (Pmax) debe ser, como mınimo, 1,8.Es decir,

RDR =PRD

Pmax

≥ 1,8 (2.1)

Margen al apartamiento de la ebullicion nucleada: el cociente entre el flujo decalor que lleva al DNB (q

′′DNB) y el flujo de calor maximo (q

′′

max) en el canalcaliente debe ser mayor o igual a 1,8. Es decir,

DNBR =q′′DNB

q′′max

≥ 1,8 (2.2)

Por otra parte, un fenomeno termohidraulico tambien considerado es el comienzode la ebullicion nucleada (ONB). El ONB no constituye un fenomeno crıtico destruc-tivo, pero puede anticipar su aparicion y, ademas, produce inestabilidades en el flujoneutronico [11][14]. En consecuencia, y de acuerdo a la normativa de la ARN, se defi-nio el siguiente criterio:

Margen al comienzo de la ebullicion nucleada: el cociente entre el flujo de calorque da lugar al comienzo de la ebullicion nucleada (q

′′ONB) y el flujo maximo en

el canal caliente debe ser mayor o igual a 1,2. Es decir,

ONBR =q′′ONB

q′′max

≥ 1,2 (2.3)

Finalmente, para poder trabajar en el diseno termohidraulico de manera independientedel diseno neutronico del nucleo, se asumio:

2.5 Criterios mecanicos 13

FP = 3,3. Se asegura el cumplimiento de todos los criterios anteriores para estefactor de pico.

2.5. Criterios mecanicos

La velocidad maxima del refrigerante ( Vmax) a traves de los canales combustiblesdebe ser menor a la velocidad crıtica de refrigerante (Vc). La Vc es la velocidad a partirde la cual, en reactores con EC tipo placas paralelas, se produce una diferencia depresion entre canales vecinos capaz de producir deformaciones en las placas combusti-bles. Esto puede llevar a la obstruccion parcial o total de un canal y, en consecuencia,a que se alcancen los fenomenos crıticos. Para evitar que esto suceda, y siguiendo larecomendacion del OIEA, se adopto como criterio de diseno

Vmax

Vc≤ 2

3(2.4)

Por otra parte, de considerar limitaciones en el proceso de fabricacion, y para ga-rantizar la integridad estructural, surge la necesidad de imponer un lımite inferior enel espesor de la vaina de la placa combustible (cladding). El mismo se establecio en0,37 mm, que es el normalmente considerado para el aluminio. A pesar de que en es-te trabajo se analizo el uso de Zircalloy, que tiene mejores propiedades mecanicas, semantuvo el mismo lımite porque que esto resulta conservador.

2.6. Resumen de los criterios de diseno

Los criterios de diseno desarrollados se resumen en la Tabla 2.1.

2.6 Resumen de los criterios de diseno 14

Indicador CriterioCoeficientes de reactividad < 0

Margen de apagado > 3000 pcmMargen de apagado con falla unica > 1000 pcm

Quemado de extraccion > 50 % At 235UExceso de reactividad a EOC ∼ 1000 pcm

Longitud de ciclo > 26 FPDFactor de pico ≤ 3,3Φtermico en PI > 4E14 n/cm2sΦrapido en PI > 2E14 n/cm2s

RDR ≥ 1,8DNBR ≥ 1,8ONBR ≥ 1,2Vmax

Vc≤ 2

3Espesor del cladding > 0,37

Tabla 2.1: Criterios de diseno adoptados en el presente trabajo.

Capıtulo 3

Diseno inicial del elementocombustible

3.1. Diseno mecanico y eleccion de materiales

Como se explico en la seccion 2.2, se tomo como base para el diseno a un elementocombustible MTR estandar, de tipo placas, de seccion cuadrada de aproximadamente80,5 mm de lado. Este esta conformado por delgadas placas combustibles paralelassoportadas por dos marcos, generalmente de aluminio. Las placas combustibles tienenuna region central (meat) con isotopos fısiles, y un envainado (cladding) que otorgaintegridad estructural e impide la liberacion de los distintos productos de fision. Lasplacas estan separadas por un canal (gap) por donde circula el refrigerante. En la Figura3.1 se muestra un esquema de la seccion transversal de uno de estos combustibles.

En base a la experiencia en la fabricacion de este tipo de combustible, se decidio fijarel ancho de los marcos en 5 mm y el ancho del meat (Ameat) en 65 mm.

Figura 3.1: Esquema de la seccion transversal de un EC tipo placas paralelas.

15

3.1 Diseno mecanico y eleccion de materiales 16

3.1.1. Material del meat

Los esfuerzos por calificar combustibles de UMo se han canalizado en dos lıneasde desarrollo paralelas: la de meat disperso, impulsada fundamentalmente por Francia,y la de meat monolıtico, con EEUU como promotor principal. Esta segunda opciontiene como motivacion primordial la conversion de los reactores de alta performancede HEU a LEU, en los casos que para que esto sea posible se necesitan densidades noalcanzables con combustibles dispersos.

Las diversas campanas de irradiacion de placas con meat de UMo disperso han evi-denciado que una de sus principales limitaciones es la interaccion entre las partıculasde UMo y la matriz de aluminio. La zona de interaccion UMo-Al tiene menor conduc-tividad termica, lo que resulta en mayores temperaturas que favorecen la interdifusion,que da lugar al swelling.

Entre las medidas tomadas para mitigar este efecto se encuentran la inclusion deSi en la matriz, y el recubrimiento de las partıculas combustibles con Si/ZrN, quelograron mejorar el comportamiento bajo irradiacion. Sin embargo, incluso con estasmodificaciones, se encontro que las placas presentan un swelling rapido a partir de unquemado de 60 % at 235U, aproximadamente [2].

La variante monolıtica, por otra parte, presenta un area de interaccion meat-cladding, por unidad de masa, mucho menor que la UMo-matriz del caso disperso.Para reducir la interaccion, se han ensayado combustibles con una barrera micrometri-ca de Zr entre el meat y el cladding. Las pruebas realizadas demostraron que estasolucion se comporta en forma predecible y mantiene la integridad mecanica para losniveles de quemado alcanzables con LEU [15].

Otra solucion ensayada fue el uso de cladding de Zircalloy, que tuvo excelente desem-peno en la experiencia RERTR-7, en la que la zona de contacto entre el meat y elcladding no presento formacion de burbujas. No hay razones que indiquen que con estasolucion no se obtengan, a mayores quemados, resultados como los obtenidos con labarrera de interdifusion de Zr.

Por estas razones, si bien los combustibles dispersos pueden presentar buen com-portamiento en reactores de flujo medio, es poco probable que puedan ser usados enreactores de alto flujo [4]. En consecuencia, en este trabajo se decidio utilizar la variantemonolıtica que, ademas, permite obtener densidades de uranio muy superiores a las delos combustibles dispersos.

En los ensayos realizados, las placas con U10Mo, esto es, con 10 % en peso de Mo,son las que mejor comportamiento han presentado [3]. Por lo tanto, se decidio utilizareste material para el meat del presente diseno. Las propiedades relevantes del U10Mose muestran en la Tabla 3.1, para el enriquecimiento de 19,75 Wt % 235U adoptado.

Propiedad ValorDensidad [g/cm3] 17,145

Conductividad termica [w/m k] 17

Tabla 3.1: Propiedades del U10Mo empleadas para los calculos [16].

3.1 Diseno mecanico y eleccion de materiales 17

3.1.2. Material del cladding

Como se discutio en 3.1.1, una de las opciones analizadas para reducir la interac-cion meat-cladding en los combustibles monolıticos fue el uso de Zircalloy. Placas concladding de Zry-4, fabricadas por la CNEA, fueron ensayadas en el ATR, demostrandoexcelente comportamiento [17].

Ademas, el Zircalloy forma una fina capa de oxido estable, mientras que la capade oxido del aluminio crece hasta el punto de ser un fuerte limitante para la longituddel ciclo del rector, ya que la misma puede comenzar a desprenderse carcomiendo lavaina. Como la conductividad del oxido es aproximadamente 10 veces menor que la delmetal, el fenomeno se realimenta positivamente, ya que se produce un aumento en latemperatura que incrementa la velocidad de corrosion [11][18]. Esto fue observado enel experimento AFIP-6, que tenıa como objetivo evaluar las condiciones de operacionmas exigentes para los combustibles de UMo monolıtico LEU de mayor densidad depotencia. La experiencia tuvo que ser interrumpida por la liberacion de productos defision, causados por la falla de las placas como resultado de la excesiva temperaturaocasionada por una capa de oxido de hasta 240 micrometros [15].

Sumado a esto, el Zircalloy tiene mejores propiedades mecanicas que el aluminio,por lo que su uso resulta en un elemento combustible de mayor rigidez estructural.Esto permite, ademas, tener una mayor velocidad de refrigerante.

El aluminio, sin embargo, tiene una conductividad termica aproximadamente 8veces mayor que la del Zircalloy. Debido a esto, la temperatura del meat es significati-vamente mayor si el cladding es de este ultimo material, si es que el espesor de la capade oxido discutida anteriormente se mantiene controlado. Dado que el coeficiente dereactividad por temperatura del combustible debe ser negativo, esta situacion implicauna reduccion en la reactividad. No obstante lo cual, la disminucion en la reactividad seve contrarrestada con la reduccion de absorciones parasitas en el cladding de Zircalloy,ya que este tiene una seccion eficaz de absorcion macroscopica, en el rango termico, deaproximadamente la mitad que la del aluminio.

Por las razones expuestas, se eligio Zry-4 como material para el cladding. Sus pro-piedades mas relevantes se muestran en la tabla 3.2, en la que tambien se incluyen, porcompletitud, las del aluminio Al 6061.

Propiedad Zry-4 Al 6061Modulo de Young [GPa] 99,3 69,6

Ratio de Poisson 0,37 0,33Densidad [g/cm3] 6,56 2,7

Conductividad termica [W/m K] 21,5 180Seccion eficaz termica [1/cm] 0,008 0,015

Tabla 3.2: Propiedades relevantes del Zry-4 y del Al 6061 [19][20].

3.1.3. Material del marco

Se decidio utilizar aluminio (Al 6061) para el marco ya que, por sus buenas propie-dades mecanicas y baja absorcion neutronica, este es el material usado mas frecuen-temente con tal fin. Se considero que usar Zircalloy harıa que el EC fuera poco viable

3.2 Diseno neutronico y termohidraulico 18

economicamente.

3.1.4. Placas curvas

La velocidad crıtica de refrigerante (Vc) para el caso de placas planas paralelasesta dada por

Vc =

[15gEa3h

ρb4(1− ν2)

]1/2

, (3.1)

donde g es la aceleracion gravitatoria, E y ν el modulo de Young y de Poisson delmaterial de la placa, a y b su espesor y ancho, h el espesor del canal, y ρ la densidaddel refrigerante [21].

Con el fin de estimar la velocidad crıtica, en el presente trabajo se considero que laplaca esta compuesta en su totalidad por Zry-4.

Usando las propiedades del Zry-4 detalladas en la Tabla 3.2, y considerando a = 1mm, h = 2,6 mm y b = 70,5 mm , valores representativos para el combustible enconsideracion, se obtuvo Vc = 12 m/s. Considerando el criterio definido por (2.4), lavelocidad maxima admisible de refrigerante es Vmax = 8 m/s. En base al analisis deotros reactores de caracterısticas similares se concluyo que esta velocidad es insuficientepara lograr una refrigeracion adecuada.

La velocidad crıtica de refrigerante para combustibles con placas levemente cur-vas (V curv

c ) se relaciona con la obtenida para placas planas a traves de un factor Rcp

dependiente de la geometrıa, segun

V curvc = RcpVc (3.2)

Para un arco 2α < 1 rad entre los marcos que soportan a la placa, este factor puedeaproximarse por

Rcp =

[c2α2

15α2(1− 5α

42) + 1− 9α2

14

]1/2

, (3.3)

siendo c la cuerda de la placa [21].Haciendo uso de (3.2) y (3.3), y tomando un radio de curvatura de 14 cm, se obtuvo

V curvc = 58 m/s. Considerando el criterio dado por (2.4), se tiene Vmax = 38 m/s , es

decir, casi 4 veces superior a la obtenida para placas planas.En consecuencia, se decidio utilizar placas curvas con un radio de curvatura de 14

cm, ya que con esta geometrıa se obtuvo una velocidad maxima admisible satisfactoria.Si bien asumir que la placa esta compuesta ıntegramente por Zry-4 no es conserva-

dor, se considero que esta aproximacion es valida ya que las velocidades luego utilizadasson mucho menores a 38 m/s, siendo esto un resultado de la seccion 3.2. Por esto nose considero necesario realizar un modelo mas detallado.

3.2. Diseno neutronico y termohidraulico

Para el diseno del elemento combustible, y dado que el nucleo no se encontrabadefinido en esta etapa, los calculos neutronicos necesarios fueron realizados a nivelde celda. Los resultados ası obtenidos, junto a los de los calculos termohidraulicos,permitieron definir las distintas variables de diseno involucradas.

3.2 Diseno neutronico y termohidraulico 19

3.2.1. Modelo de celda

Se aprovecho la simetrıa que presenta el elemento combustible para hacer un modelode celda de media placa. Esto permite reducir fuertemente el tiempo de calculo frentea alternativas como modelar un cuarto del EC, o el elemento entero. La diferencia eneste tiempo se acentua si se desea utilizar un mallado fino.

Para poder conservar las masas de los distintos componentes del elemento combus-tible fue necesario incluir mas agua de la que en realidad hay en el canal refrigerante.Esto se debe a que los elementos combustibles estan separados entre si por 1 mm, pordonde tambien circula refrigerante que debe ser tenido en cuenta en el modelo. Comopuede verse en la Figura 3.2, que muestra el modelo de celda utilizado, el agua encuestion se incluyo tanto a la izquierda del marco como en la parte superior e inferiorde todo el modelo.

Figura 3.2: Modelo de celda de media placa combustible

Experiencia previa de INVAP en el calculo de este tipo de combustibles indica queel error en reactividad en el que se incurre al modelar media placa, conservando lasmasas, es poco significativo para el presente trabajo de diseno.

3.2.2. Espesor del meat

En las diversas campanas de irradiacion realizadas para avanzar hacia la calificacionde los combustibles de UMo monolıtico, los espesores de meat mas ensayados estancomprendidos entre 0.2 mm y 0.3 mm, siendo este ultimo el maximo espesor irradiado[22]. En consecuencia, se decidio limitar el espesor del meat a este rango.

Aumentar el espesor del meat implica incrementar la carga de uranio, lo que llevaa una mayor reactividad y permite obtener ciclos de operacion del reactor de mayorduracion. Sin embargo, dicho aumento en espesor tiene aparejada una reduccion enel flujo termico de neutrones. Dado que esta es una de las principales magnitudes amaximizar, se decidio tomar inicialmente emeat = 0,2 mm.

Por razones de seguridad, y de acuerdo a los criterios adoptados de coeficientes dereactividad negativos, es imprescindible que el combustible se encuentre submoderado.Esto implica que, frente a una perdida de refrigerante o una disminucion en su densidad,la reactividad disminuye.

En consecuencia, se verifico que este fuera el caso para emeat = 0,2 mm y espesorde gap en el rango de interes, cuyo lımite superior de 3 mm surge de buscar una alta

3.2 Diseno neutronico y termohidraulico 20

densidad de potencia. En la Figura 3.3 se muestra el factor de multiplicacion efectivo(Keff ), en funcion del espesor del gap, y se observa que el combustible se encuentra,efectivamente, submoderado.

Figura 3.3: Keff en funcion del espesor del gap, para emeat = 0,2 mm.

3.2.3. Variables utilizadas para el diseno del EC

En esta etapa del diseno, el objetivo fundamental es obtener un nucleo compac-to, para alcanzar mayores niveles de flujo neutronico. Habiendo definido el espesordel meat, las restantes variables de diseno utilizadas para alcanzar este objetivo sedescriben a continuacion.

Numero de placas por EC (Nplacas) y espesor del gap (egap)

Aumentar el numero de placas incrementa el area de transferencia de calor delEC, por lo que reduce el numero de EC necesarios para alcanzar determinado nivel depotencia. Sin embargo, dado que las dimensiones externas de la seccion transversal delEC estan fijas, aumentar Nplacas tambien implica una reduccion en el espesor del gap.

Por otro lado, aumentar egap aumenta la reactividad del combustible, ya que estese encuentra submoderado. Ademas, permite obtener mayor densidad superficial depotencia. Esto ultimo es cierto solo hasta cierto punto, a partir del cual un aumento enel espesor del canal no mejora las condiciones de refrigeracion. Nuevamente debido alas restricciones en la dimension externa del EC, aumentar egap implica una reduccionen Nplacas.

3.2 Diseno neutronico y termohidraulico 21

En consecuencia, estas variables estan ıntimamente relacionadas, y el valor queadoptan surge de un compromiso entre reactividad y volumen del nucleo.

Altura activa del nucleo (H)

El aumento de H incrementa el area total de transferencia de calor, pero traeaparejado una reduccion en el margen a la redistribucion, ya que aumenta la perdidade carga en el canal. Por lo tanto, alturas mayores aumentan el area de transferencia,pero reducen flujo calorico admisible. Para definir H se procuro minimizar el numerode elementos combustibles necesarios para alcanzar el nivel de potencia deseado.

Presion de refrigerante a la entrada del nucleo (Pin) y velocidad de refrige-rante (Vref)

Definida la geometrıa del EC, Pin y Vref pueden ser ajustados para cumplir losrequerimientos termohidraulicos; es decir, para cumplir con los margenes definidospara los fenomenos crıticos.

La variacion de los margenes a los fenomenos crıticos, calculados con dos correla-ciones distintas, se muestra, para un caso representativo, en la Figura 3.4. Se observaque el principal limitante resulta ser el RDR, que tiene un maximo local como funcionde la velocidad de refrigerante. Esta situacion se dio en todos los casos analizados y esdebido al sentido de circulacion descendente.

Figura 3.4: RDR y DNBR en funcion de la velocidad del refrigerante, calculados con lasdistintas correlaciones que usa TERMIC.

Los margenes a los fenomenos crıticos crecen monotonamente con el aumento de lapresion de entrada del refrigerante. Esto puede observarse en la Figura 3.5, en dondese muestra el RDR y el DNBR en funcion de Pin, para un caso representativo.

En consecuencia, el lımite inferior para Pin esta dado por los requerimientos termo-hidraulicos, mientras que el lımite superior por el significativo aumento del costo que

3.2 Diseno neutronico y termohidraulico 22

Figura 3.5: RDR y DNBR en funcion de la presion absoluta de entrada del refrigerante,calculados con las distintas correlaciones que usa TERMIC.

conlleva incrementar la presurizacion del sistema. Por esto se procuro aumentar estavariable lo menos posible.

Espesor del cladding (ecladd)

Aumentar el espesor del cladding le otorga mayor rigidez estructural al EC, per-mitiendo mayores velocidades de refrigerante. Sin embargo, como se vio en la seccion3.1.4, utilizar placas levemente curvas aumenta notablemente la velocidad maxima ad-misible, siendo esta muy superior que las necesarias para refrigerar el nucleo ya quevalores tıpicos rondan los 15 m/s. Esto se verifica para todo el rango de ecladd analizado.

Por otra parte, grandes espesores de cladding penalizan la reactividad del combus-tible por el aumento de las absorciones parasitas en el mismo, aunque este efecto esmucho menos notorio con cladding de Zry-4 que de aluminio.

Entonces, la consecuencia inmediata mas relevante de la variacion de ecladd es lavariacion de egap, si el resto de las variables se mantienen fijas. Lo ideal desde el punto devista neutronico es reducir ecladd lo mas posible, pero esto tiene limitaciones practicas.Una de ellas es es lımite inferior de 0.37 mm que surge del proceso de fabricacion. Otra,que en este caso resulta mas restrictiva, surge de considerar un mınimo espesor parala placa combustible.

Las unicas dos placas combustibles con meat monolıtico y cladding de Zry-4 irra-diadas, fueron fabricadas con espesores de 0,99 mm y 1,01 mm [23]. Ademas, no seencontro en la literatura experiencia en la operacion de combustibles con placas de es-pesores significativamente menores. Por esto es que, en este trabajo, no se consideraronplacas de menos de 0,95 mm. Esto arroja una cota mınima para el espesor del claddingde 0,375 mm, para emeat = 0,2 mm.

3.2 Diseno neutronico y termohidraulico 23

3.2.4. Definicion de las variables y verificacion de los criteriosmecanicos y termohidraulicos

Por la interdependencia de las variables involucradas, el proceso de diseno del ele-mento combustible, que se describe a continuacion, es iterativo y de prueba y error.

Primero, se modificaron las variables de diseno, teniendo en cuenta las conside-raciones y criterios desarrollados en la seccion 3.2.3 . Con los valores ası definidos, secalculo el flujo maximo de calor (qmax), tal que se verificaran los criterios termohidrauli-cos. Luego, con el flujo y la geometrıa obtenidos, y el nivel de potencia y factor de picodefinidos inicialmente, se calculo el numero de elementos combustibles necesarios. Serepitio el proceso hasta obtener, finalmente, una cantidad de EC satisfactoria. Esto seesquematiza en la Figura 3.6, en la que ademas se muestran los parametros definidascon anterioridad.

Figura 3.6: Esquema simplificado del proceso de diseno del EC.

Este proceso dio como resultado los valores que se muestran en la Tabla 3.3. Severifico que se cumplieran todos los requerimientos mecanicos y termohidraulicos, quese resumen en la Tabla 3.4.

Para los calculos termohidraulicos realizados, se considero un perfil de potenciacoseno truncado, con una longitud extrapolada de 8 cm.

3.2 Diseno neutronico y termohidraulico 24

Variable ValorNplacas 23H 80 cmPin 8,5 barTin 37 ◦CVref 14 m/segap 2,55 mmecladd 0,375 mmemeat 0,2 mmAmeat 65 mm

Rcurvatura 140 mmNoEC 28qmax 488 W/cm2

Tabla 3.3: Valores adoptados para las principales variables del EC, incluido el numero necesariopara P = 100 MW.

Indicador Valor RequerimientoDNBR 1,96 ≥ 1,8RDR 1,86 ≥ 1,8

ONBR 1,28 ≥ 1,2Vmax

Vc

14 m/s

55 m/s= 0,255 ≤ 2

3ecladd 0,375 mm ≥ 0,37 mmeplaca 0,95 mm ≥ 0,95 mm

Tabla 3.4: Verificacion de los criterios mecanicos y termohidraulicos.

Capıtulo 4

Consideraciones generales sobre eldiseno del nucleo

4.1. Posiciones de irradiacion

Como se discutio en la seccion 1.4, la finalidad de los reactores de investigacionde alta performance es la produccion de distintos radioisotopos, y la irradiacion defacilidades experimentales. Para algunos de estos objetivos, es indispensable que existanposiciones de irradiacion (PI) dentro del nucleo (In-Core), mientras que otros puedenalcanzarse con posiciones fuera del mismo (Ex-Core).

Para definir el numero de PI a incorporar en el nucleo se tomo como referencia laexperiencia de INVAP en propuestas de diseno de reactores de estas caracterısticas. Sedecidio incorporar 7 PI termicas y 2 PI rapidas, In-Core.

En la Tabla 4.1 se muestra la estructura de grupos de energıa utilizada para con-densar las secciones eficaces, que es la que fue usada para la validacion de la lıneade calculo neutronico de INVAP. En este trabajo se considero que los flujos rapido ytermico son los correspondientes a los grupos 1 y 3, respectivamente, de dicha tabla.

Ademas, se definieron niveles de flujo de referencia que se muestran en la Tabla 4.2para los dispositivos experimentales, y en la Tabla 4.3 para las facilidades de produc-cion de radioisotopos. A diferencia de los definidos en la seccion 2.3, estos niveles noson prescriptivos. Sin embargo, en la medida de lo posible, se busco alcanzarlos paraaumentar las posibilidades de uso del reactor.

Para evaluar el nivel de flujo en las posiciones de irradiacion In-Core se utilizaronmodelos notacionales, cuyas especificaciones se incluyen en la Tabla 4.4 y la Tabla 4.5,para evaluar flujo termico y rapido respectivamente. Para evaluar el nivel de flujo enlas facilidades de produccion de 99Mo se utilizo el modelo definido en la Tabla 4.6.

Grupo Rango energetico [eV]1 >8,21E52 8,21E5 a 6,25E-13 <6,25E-1

Tabla 4.1: Estructura de grupos utilizada.

25

4.1 Posiciones de irradiacion 26

Facilidad deIrradiacion (FI)

Flujo neutronico

Nivel [1E14 n/cm2 s]Rango energeticoRapido Termico

FI de alto flujo rapido 2,5 XFI de flujo rapido medio 0,1-0,4 XFI de alto flujo termico 5 X

FI de flujo termico medio 2,5 XRampa combustible LWR 2,5 XBase combustible LWR 1 X

Loop de He 1 XLoop de metal lıquido 3 X

Loop de agua 2,5 X

Tabla 4.2: Niveles de flujo neutronico de referencia para distintos dispositivos experimentales.

Facilidad deIrradiacion

Flujo neutronico

Nivel [1E14 n/cm2 s]Rango energeticoRapido Termico

Molibdeno (99Mo) 1 XGran cantidad (192Ir, 89Sr) 2 X

Pequena cantidad(177Lu, 153Sm) 2 XMuy alto flujo (75Se, 188W) 10 X

Cobalto(60Co) 0,5 XDopado de silicio 0,1 X

Tabla 4.3: Niveles de flujo neutronico de referencia para la produccion de RI y el dopado deSi.

Diametro [cm]Posicion axial

Material Densidad [g/cm3]Zt = 1/3 de la altura activa

< 1,55 −Zt < Z < Zt C puro 1,6< 1,8 −Zt < Z < Zt B-10 puro 0,03< 4,25 −Zt < Z < Zt Aluminio 2,7< 7,4 −Zt < Z < Zt H2O 1,0> 7,4 Altura completa Aluminio 2,7< 7,4 Z < −Zt H2O 1,0< 7,4 Z > Zt H2O 1,0

Tabla 4.4: Modelo notacional para obtener valores de flujo termico.

Diametro [cm] Posicion axial Material Densidad [g/cm3]< 2,2 Altura activa 69 wt% Fe, 18 wt% Cr, 13 wt% Ni 7,8> 2,2 Altura activa Aluminio 2,7

Tabla 4.5: Modelo notacional para obtener valores de flujo rapido.

4.2 Reflectores 27

Diametro [cm]Posicion axial

Material DensidadZt = 5/12H

< 2,0 −Zt < Z < Zt H2O 1,0< 3,0 −Zt < Z < Zt Al 2,7< 3,926 −Zt < Z < Zt H2O 1,0< 4,0 −Zt < Z < Zt Al 2,7

< 4,156 −Zt < Z < Zt

Al235U238U

5,50001022at/cm3

2,1175102at/cm3

2,09941020at/cm3

< 4,23 −Zt < Z < Zt Al 2.7< 6,0 −Zt < Z < Zt H2O 1,0< 6,386 −Zt < Z < Zt 69 wt% Fe, 18 wt% Cr, 13 wt% Ni 7,8< 7,4 −Zt < Z < Zt H2O 1,0> 7,4 Altura activa AL 2,7< 7,4 Z < −Zt H2O 1,0< 7,4 Z > Zt H2O 1,0

Tabla 4.6: Modelo notacional para obtener valores de flujo en las facilidades de produccion de99Mo

4.2. Reflectores

Como el reactor a disenar es de tipo tanque en pileta, existe una distincion entreel reflector que se encuentra entre el nucleo y el tanque, y el reflector fuera del tanque.Dentro del tanque, solo puede considerarse el uso de un reflector solido, un cuerpode relleno de aluminio para no penalizar el flujo fuera del mismo, o agua liviana ensu defecto. Esto se debe a que no hay forma de evitar que un lıquido se mezcle conel refrigerante, que es agua liviana. En cambio, fuera del tanque, pueden considerarsetanto reflectores lıquidos como solidos. En la Tabla 4.7 se muestran las propiedades delos materiales mas usados como reflector.

Las caracterısticas fundamentales que debe tener un reflector, para que cumplasatisfactoriamente la funcion de mejorar la economıa de neutrones, son poseer unaseccion eficaz macroscopica de absorcion baja, y una de scattering alta. Esto permite

Propiedad Agua Agua pesada Berilio GrafitoA 18 20 9 12

ρ [g/cm3] 1,00 1,10 1,85 1,70Σter

s [m−1] 345 45 76 41Σter

a [m−1] 2,2 0,0085 0,114 0,029ξ 0,93 0,51 0,207 0,158

Σepis [m−1] 140 35 75 41τ [m2] 0,0027 0,013 0,010 0,037

Tabla 4.7: Numero masico A, densidad ρ, seccion eficaz de scattering termica Σters y epitermica

Σepis , seccion eficaz de absorcion termica Σter

a , decremento logarıtmico medio ξ, y edad delneutron a termico, para diferentes reflectores o moderadores [24].

4.3 Geometrıa del nucleo 28

minimizar las absorciones y maximizar el numero de neutrones que reingresan al nucleo.Ademas, debe tener bajo numero masico, para que contribuya a la moderacion.

En el presente diseno se decidio utilizar agua pesada como reflector fuera del tanque,ya que esto permite tener mayor flexibilidad al momento de posicionar las facilidadesde irradiacion Ex-Core. Dentro del tanque, por otra parte, se contemplo la posibilidadde usar grafito o berilio.

Las propiedades del berilio hacen que pueda ser usado en contacto directo con elagua refrigerante, lo que se ha hecho con exito en reactores como el MTR, ETR yATR. No se espera, sin embargo, que el grafito se comporte de forma adecuada en esascondiciones de operacion [20].

Sumado a esto, en calculos posteriores se comprobo que con berilio la reactividaden exceso se ve incrementada en aproximadamente 1000 pcm respecto a la obtenidacon grafito.

Por estas razones, se decidio utilizar berilio como reflector dentro del tanque.

4.3. Geometrıa del nucleo

Para posicionar los 28 EC, las 7 PI termicas y las 2 PI rapidas, se utilizo unagrilla regular con una separacion entre posiciones adyacentes de 81,5 mm. Esto dejaun huelgo de 1 mm entre EC o PI, por donde circula refrigerante.

Se procuro obtener una geometrıa que permitiera reducir al maximo el diametro deltanque. Esto permite obtener mayores flujos en el reflector fuera del mismo y, ademas,reduce los costos asociados a su fabricacion.

Con respecto a la ubicacion de las PI, se decidio, en primer lugar, incorporar unaPI termica en el centro del reactor. Esto tiene como objetivo poder alcanzar nivelesde flujo termico mayores que 5E14 n/cm2 s , y ası aumentar el rendimiento de laproduccion de radioisotopos como el 75Se y el 188W. Las PI restantes se posicionaronde manera de obtener niveles de flujo similares a los que se muestran en las Tablas 4.2y 4.3.

Luego de un proceso iterativo, se obtuvo el arreglo que puede verse en la Figura4.1. En esta pueden verse las 7 PI termicas (circulares), y las 2 PI rapidas, ubicadasinicialmente en los extremos izquierdo y derecho del nucleo, en la lınea central.

Axialmente, el modelo de nucleo realizado incluye, ademas de la altura activa de80 cm de los EC, 25 cm de agua adicionales tanto arriba como abajo de los mismos.

4.4 Estrategia de recambio de elementos combustibles 29

Figura 4.1: Geometrıa del primer nucleo.

4.4. Estrategia de recambio de elementos combus-

tibles

En el presente trabajo solo se evaluaron estrategias de gestion de elementos com-bustibles sencillas, sin tener en cuenta subciclos, por considerarse que estrategias masdetalladas exceden el alcance del mismo.

4.4.1. Numero de EC a cambiar por ciclo

Como primera aproximacion, para estimar el numero de EC que deben cambiarsecada ciclo de operacion, puede considerarse que la totalidad de la potencia termicaes producida por las fisiones de 235U. Luego, de igualar la energıa generada por elreactor durante el ciclo de operacion a la energıa liberada por fisiones de este isotopo,la cantidad de atomos de 235U a ingresar con cada recambio esta dada por:

At235U =P Tc efEf Qext

, (4.1)

donde P es la potencia del reactor, Tc el tiempo de ciclo, Ef la energıa liberada porfision, Qext el quemado de extraccion en %at235U, y ef la eficiencia de fision, que tieneen cuenta la relacion entre fisiones y absorciones. En base a la experiencia de INVAP,se tomo ef = 1,17.

Con la potencia P = 100 MW definida inicialmente, y considerando un quemadode extraccion de Qext = 75 % , se calculo la masa de 235U a incorporar por ciclo usando(4.1), para distintos Tc. Con la carga de este isotopo que tiene cada EC, que es de 735g, se calculo cuantos EC representa dicha masa. Los resultados obtenidos se muestranen la Tabla 4.8.

En base a la estimacion realizada, se decidio implementar una estrategia de gestionde combustibles dividiendo el nucleo en 4 zonas y cambiando 7 EC por ciclo.

Cabe aclarar que el quemado de extraccion que se espera obtener es menor al 75 %que se uso para la estimacion, ya que la energıa originada por la fision de otros isotopos

4.4 Estrategia de recambio de elementos combustibles 30

Tc [dıas] Masa de 235U [g] No de EC27 4432 728 4596 729 4760 730 4924 731 5088 732 5253 8

Tabla 4.8: Masa de 235U a ingresar por ciclo y el numero de EC que esta representa, paradistintos tiempos de ciclo

no es tenida en cuenta en la aproximacion usada. La contribucion de estos isotopos,ademas, es significativa. Se verifico con calculos a nivel de celda que, para un quemadode 120000 MWd/ton(∼ 69 %At235U), el 20 % de la energıa de fision proviene del 239Puy del 241Pu.

4.4.2. Recambio In-Out vs Out-In

Las estrategias de recambio que aquı se analizan pueden clasificarse como In-Out oOut-In. La estrategia In-Out consiste en dividir el nucleo en distintas zonas, e introducirlos elementos combustibles frescos en la zona central. Luego, con cada recambio, los ECson desplazados a zonas mas perifericas, para luego ser extraıdos. Por otra parte, en laestrategia Out-In, los EC frescos son introducidos en la zona mas periferica del nucleo,y con cada recambio son trasladados hacia la zona central, hasta que son removidos.

Las estrategias In-Out permiten obtener un nucleo con mayor reactividad, ya quelos elementos con menor quemado se encuentran en la region del nucleo de mayorimportancia neutronica, la zona central. Esto, sin embargo, da lugar a factores de picoelevados, ya que los combustibles menos quemados son tambien los que mas potenciageneran. En cambio, las estrategias Out-In permiten reducir el factor de pico, ya quelos combustibles frescos se encuentran en la region mas externa del nucleo, dando lugara una distribucion de potencia mas plana. La implicancia adversa que esto tiene es lareduccion de la reactividad del nucleo, a raız de tener menor cantidad de material fısilen la region de mayor importancia neutronica.

Dividiendo el nucleo en 4 zonas y cambiando 7 EC por ciclo, la gestion Out-In nopermitio alcanzar un tiempo de ciclo de 26 dıas, por lo que se opto por utilizar unaestrategia In-Out.

Para determinar las 4 zonas diferentes en las que se dividio el nucleo, se analizo elquemado de los distintos EC cuando no se realizan recambios. Para esto, se calculo elquemado de cada uno luego de 50 dıas a plena potencia, y se los ordeno de formadecreciente segun el mismo. Luego, respetando el orden, se agruparon de a 7 paraconformar las 4 zonas.

La estrategia adoptada, entonces, consiste en introducir 7 EC frescos en la zonacentral (la que esta constituida por los 7 EC que mayor quemado presentaban luego de50 dıas), e ir desplazandolos a zonas mas externas con cada recambio, para finalmenteextraerlos luego de un ciclo en la zona 4. Un esquema de esta estrategia, y del procesoutilizado para definirla, se muestra en la Figura 4.2.

Con esta estrategia se obtuvo un quemado de extraccion de aproximadamente

4.4 Estrategia de recambio de elementos combustibles 31

Figura 4.2: Esquema del proceso de definicion de una estrategia de recambio de EC In-Out

120000 MWd/ton, y un quemado de alrededor de 40000 MWd/ton luego de un ci-clo en la zona 1.

Capıtulo 5

Nucleo con cajas guıa y barrasabsorbentes como sistema deextincion

5.1. Descripcion general del sistema y de los mode-

los utilizados

Se evaluo el uso de cajas guıa y barras absorbentes de control (CG y BC) comosistema de extincion del reactor. Este consiste en un numero de barras absorbentes queingresan al nucleo por la parte superior del mismo, introduciendose en las cajas quecontienen agua. Las barras son de hafnio, mientras que las cajas guıa estan constitui-das ıntegramente por Zircalloy. Cada barra esta acoplada a una varilla cilındrica deZircalloy (follower), a traves de la cual es manipulada, tal como se ve en la fotografıaque se muestra Figura 5.1.

Figura 5.1: Fotografıa de una barra absorbente acoplada al follower, disenada y construidapor INVAP.

Este tipo de sistema ya fue implementado por INVAP en el diseno del reactorOPAL, en el ETRR2, y en el RA-10. En este trabajo se tomo como referencia el diseno

32

5.2 Implementacion del sistema 33

implementado en el RA-10, que se esquematiza en la Figura 5.2, y se utilizo el modelode celda realizado para el mismo, que es de tipo slab. Las dimensiones que se observanen esta figura fueron modificadas segun las necesidades de este diseno.

Figura 5.2: Esquema de la seccion transversal de la caja guıa y de la barra absorbente, segunel diseno del RA-10.

Las secciones eficaces generadas para las cajas guıa, con y sin el elemento absorben-te insertado, se homogeneizaron en 3 regiones diferentes, que se trasladan al modelode nucleo segun se muestra en la Figura 5.3. Por un lado, se tiene la region 1, quecomprende los extremos del absorbente y la caja, e incluye 13 mm de Zircalloy que hayentre una caja y otra adyacente. La region 2 comprende la zona central de la caja, quetiene paredes mas delgadas. La region 3 queda delimitada por las dos anteriores.

Figura 5.3: Esquema del modelo de nucleo realizado para representar las cajas guıa.

5.2. Implementacion del sistema

Se considero inicialmente incorporar 2 hileras de 3 CG cada una, de manera depermitir la insercion de un total de 6 BC de 14 cm de ancho y 0.6 cm de espesor. Conesta configuracion no se logro obtener reactividad negativa a principio de ciclo y sinXe, incluso con todas las barras insertadas. Esto se dio para distintas ubicaciones delas cajas, dos de las cuales se muestran en la Figura 5.4.

Se aumento el espesor del absorbente, pasando de 0.6 cm a 0.9 cm. La modificacionen el peso del banco fue de alrededor de 600 pcm. Si bien esta variacion es pocosignificativa, se mantuvo el espesor de 0.9 cm ya que esto aumenta la vida util delabsorbente.

5.3 Uso de venenos quemables 34

Figura 5.4: Esquema de dos de los modelos de nucleo realizados con dos hileras de cajas guıa.

Para lograr la extincion del reactor, se incorporo una tercera hilera de CG. Ademas,se modifico el numero y el ancho de los elementos absorbentes. En dos de las hileras, seincluyeron 4 CG con un ancho total de 64 cm, mientras que en la tercera se incorporaronsolo 3, con una longitud total de 60 cm. En las hileras de 4 CG, se utilizaron 2 CG de20 cm de ancho, y otras 2 de 12 cm, mientras que en la tercera hilera se usaron cajasde 20 cm. Fue necesaria la utilizacion de BC de distintos anchos para uniformizar elpeso en reactividad de las mismas, y para aumentar el margen de apagado con fallaunica de la barra mas pesada. Esta configuracion se muestra en la Figura 5.5.

Figura 5.5: Esquema del modelo de nucleo realizado con tres hileras de cajas guıa.

Aun con el arreglo descripto, no se logro obtener un margen de apagado mayor a3000 pcm, calculado en el estado mas reactivo del reactor: a principio de ciclo, frıo ysin Xe. Por esto se considero necesaria la incorporacion de venenos quemables en loselementos combustibles.

5.3. Uso de venenos quemables

Se denomina venenos quemables (VQ) a materiales de muy elevada seccion eficazneutronica que, mediante una reaccion de absorcion, dan lugar a un isotopo de bajaseccion eficaz; es decir, un absorbente que desaparece con el quemado.

Existen diversas ventajas asociadas a la utilizacion de venenos quemables en reac-tores de investigacion. Las mas relevantes para el presente trabajo de diseno son ladisminucion de la reactividad en exceso a principio de ciclo, y la reduccion del factor

5.3 Uso de venenos quemables 35

de pico. Tener menor exceso de reactividad a principio de ciclo mejora el margen deapagado, y hace que se requieran menos elementos absorbentes para cumplir con losrequerimientos de seguridad. Como contrapartida, la reactividad a fin de ciclo puedeverse fuertemente penalizada si, luego de un ciclo en el reactor, sigue habiendo unacantidad considerable de absorbente que no fue depletado.

5.3.1. Eleccion del VQ y resultados a nivel celda

Por sus caracterısticas neutronicas, dos absorbentes que pueden ser usados comovenenos quemables son el boro, en forma de lamina incluida en el marco del EC, y elcadmio, en forma de alambre tambien incorporado en el marco. El alambre de cadmiointroduce una antireactividad significativamente superior a la introducida por el boro,y es depletado en menor tiempo. La antireactividad introducida por el boro, en cambio,es una funcion mas suave del quemado [25].

Buscando, fundamentalmente, mejorar el margen de apagado, se decidio utilizaralambres de Cd como VQ. Inicialmente se consideraron 46 alambres colocados en laregiones del marco en donde este se une con las placas combustibles, y en toda la alturaactiva del EC. Esto mantuvo la simetrıa del EC, por lo que se utilizo, nuevamente , unmodelo de celda de media placa combustible, que puede verse en la Figura 5.6.

Figura 5.6: Modelo de celda de media placa combustible, con alambre de Cd.

Se consideraron alambres de hasta 0.6 mm de diametro, ya que no se encontro en laliteratura alambres fabricados con diametros mayores. En la figura 5.7 puede observarsela evolucion del Keff con el quemado obtenida, con calculos de celda, para un EC conalambres de Cd de 0,4 mm, 0,5 mm y 0,6 mm de diametro, junto con el resultadoobtenido sin VQ. Allı puede verse que, a medida que se aumenta el diametro, aumentatanto el peso en reactividad del VQ como el quemado necesario para que este seadepletado, que es de aproximadamente 45000 MWd/ton para D=0,6 mm . Teniendoen cuenta que, como se indico en la seccion 4.4.2, el quemado de los EC luego de un cicloen el reactor es mayor que 40000 MWd/ton, se eligio utilizar alambres de D=0,6 mm,considerando que la penalizacion en la reactividad a fin de ciclo serıa poco significativa.

5.3 Uso de venenos quemables 36

Figura 5.7: keff del EC en funcion del quemado, a nivel celda, para distintos diametros dealambre de Cd, y sin VQ.

5.3.2. Reactividad del nucleo con VQ

Se realizo un calculo de nucleo utilizando las secciones eficaces del EC generadascon alambres de Cd, manteniendo el modelo de nucleo utilizado hasta el momento. Enla Figura 5.8 se muestra la evolucion de la reactividad a lo largo del ciclo, con y sinVQ. Los valores de reactividad obtenidos con y sin VQ se muestran en la Tabla 5.1,para BOC y EOC. La antireactividad introducida por los alambres de Cd a principiode ciclo es de aproximadamente 5700 pcm, lo que mejora sustancialmente el margen deapagado y de falla unica. Ademas, la reactividad a fin de ciclo resulta 350 pcm mayorcon VQ que sin ellos, lo que constituye un resultado no esperado.

Sin VQ Con VQρBOC [pcm] 9687 3980ρEOC [pcm] 850 1196

Tabla 5.1: Reactividad a principio y fin de ciclo, sin VQ y con alambres de Cd de D=0,6 mm.

Inicialmente se atribuyo este aumento en la reactividad a fin de ciclo con VQ a lassecciones eficaces, que podrıan ser mas reactivas por tener distinta concentracion deisotopos fısiles. De hecho, se verifico que la densidad numerica del 239Pu y 241Pu erasuperior con VQ, a fin de ciclo.

A continuacion, se realizo un calculo de nucleo partiendo del nucleo de equilibrio, aEOC, calculado con VQ. Solo se modificaron las secciones eficaces, cambiandolas porlas correspondientes a los EC sin VQ, y se recalculo el estado. Se obtuvo una reactividada fin de ciclo de 1300 pcm, es decir, aproximadamente 100 pcm mas que con VQ. Por lotanto, se descarto la hipotesis de que las secciones eficaces fueran la causa de la mayorreactividad que se habıa obtenido con VQ.

Luego, se analizo la distribucion espacial de potencia en el reactor, con y sin VQ.

5.3 Uso de venenos quemables 37

Figura 5.8: Reactividad a lo largo del ciclo, con y sin VQ.

Se observo que, a fin de ciclo, casi la totalidad de los EC de la zona central del nucleogeneraba mas potencia con VQ que sin ellos, lo que indicaba que habıa mas combustibleen la region de mayor importancia neutronica. Esto puede verse en la Figura 5.9.

Ademas, este efecto espacial se dio tanto radial como axialmente. Nuevamente, en lamayor parte de los EC, la region axial de mayor importancia neutronica evidencio mayordensidad de potencia a fin de ciclo con VQ que sin ellos, como puede verse en un casorepresentativo que se muestra en la Figura 5.10. En la Figura 5.11 se muestran todoslos EC en los que sucedio esto.

En consecuencia, se concluyo que los alambres de Cd generaron una distribucionde quemado tal que, a fin de ciclo, se tuvo mayor concentracion de isotopos fısiles enla region del nucleo de mayor importancia neutronica, lo que explica las 350 pcm masobtenidas con VQ.

5.3 Uso de venenos quemables 38

Figura 5.9: Potencia generada por EC a fin de ciclo. Se comparan los casos con y sin venenosquemables.

Figura 5.10: Perfil axial de potencia, a fin de ciclo, de un EC con y sin VQ.

5.3 Uso de venenos quemables 39

Figura 5.11: Densidad de potencia a fin de ciclo, en la zona central de cada EC, con y sin VQ.

5.3 Uso de venenos quemables 40

5.3.3. Factor de pico con VQ

Introducir EC con VQ en la region central del nucleo ayuda a reducir el factor depico, ya que deprime el flujo en esta region dando lugar a una distribucion mas planade potencia.

En la Figura 5.12 puede verse la evolucion del factor de pico a lo largo del ciclo,con y sin VQ. Se observa que el FP maximo es menor con VQ. Sin embargo, luego deaproximadamente 13 dıas de operacion con VQ, este aumenta drasticamente, lo quesugiere que los alambres de Cd se queman antes de lo deseado. Como ya se habıanincluido dos alambres por cada placa combustible, en toda la altura activa, y teniendoen cuenta el lımite de D ≤ 0,6 mm por fabricabilidad, no se contemplo la posibilidadde incluir mas Cd en el EC.

Figura 5.12: Factor de pico a lo largo del ciclo, con y sin VQ.

La introduccion de las barras de control para lograr la criticidad del reactor deprimeel flujo en algunas zonas, por lo que en otras el mismo aumenta notablemente, ya quela potencia es constante. Esto, entonces, genera un aumento en el FP respecto a lacondicion en la que todas las barras se encuentran extraıdas. Para tener en cuenta esteaumento en el FP se considero, por experiencia de INVAP, un factor multiplicativo de1,15. Ademas, para contemplar incertezas de calculo, se considero otro factor de 1,1.Por lo tanto, los valores de FP utilizados para verificar criterios de diseno se relacionancon los obtenidos por calculo segun

FP = FPcalculado × 1,15× 1,1 (5.1)

Mediante 5.1 se calculo el FP maximo con y sin VQ, que se muestran en la Tabla5.2 junto con el tiempo en el que dicho maximo sucede. Puede verse que sin VQ nose verifica el requerimiento de FP ≤ 3,3, mientras que con VQ este requerimiento secumple. Ademas, mientras que sin VQ el maximo se da a principio de ciclo, este se

5.4 Margen de apagado y falla unica 41

desplaza casi 20 dıas con el uso de los alambres de Cd. Esto es deseable ya que, a medidaque transcurre el tiempo, la insercion de barras necesaria para mantener la criticidaddel reactor disminuye y, con esto, la perturbacion que aumenta el FP debida a lasmismas. En consecuencia, como en todos los casos se uso el factor 1,15 por criticidad,es esperable que esta sea una aproximacion mas conservativa cuanto mas tarde se deel maximo.

Sin VQ Con VQFP maximo 3,375 3,260

Tiempo [Dıas] 0 19

Tabla 5.2: Factor de pico maximo, con y sin VQ.

Se calculo el nucleo con VQ en estado crıtico, al dıa 19 del ciclo. Se obtuvo unFPcalculado = 2,805. Si se le aplica el factor ingenieril de 1,1 se obtiene FP = 3,09, quees un 5 % menor al FP obtenido con 5.1 que se muestra en la Tabla 5.2. Por lo tanto,el factor de 1,15 por criticidad resulta ser conservador.

5.4. Margen de apagado y falla unica

Los requerimientos impuestos sobre el margen de apagado (MA) y el margen deapagado con la falla de una barra de control (FU) procuran asegurar que el reactorpueda ser extinguido satisfactoriamente en cualquier condicion.

En el presente trabajo, para contemplar incertezas de calculo, se utilizo un factormultiplicativo de 0,9 para afectar el peso en reactividad del banco de barras ( o delbanco de barras menos una que falla) para calcular el MA y FU segun

MA = 0,9× ρBanco − ρBOC (5.2)

FU = 0,9× ρBanco con falla − ρBOC , (5.3)

donde ρbanco es el peso en reactividad del banco de barras de control, y ρbanco con falla

el peso del banco menos una barra que falla.Utilizando 5.2 se obtuvo MA = 3600 pcm y, con 5.3, se obtuvieron los resultados

que se muestran en la Figura 5.13, en la que ademas se indica la barra de control cuyafalla da lugar a un estado mas reactivo. Los calculos fueron realizados en el estado demayor reactividad del nucleo, que es a principio de ciclo, sin Xe, y frıo. El peso delbanco de barras resulto ser ρbanco = 12780 pcm.

Luego, los criterios de seguridad sobre MA y FU se verifican, es decir:

MA = 3600 pcm > 3000 pcm

FU = 1450 pcm > 1000 pcm

5.5 Nivel de flujo neutronico 42

Figura 5.13: Margen de apagado con falla unica de las distintas barras de control.

5.5. Nivel de flujo neutronico

El modelo de nucleo utilizado para la evaluacion de los flujos se muestra en la Figura5.14, en la que se indican, ademas, los codigos utilizados para identificar a las distintasposiciones de irradiacion.

Figura 5.14: Esquema del nucleo en el que se indican las distintas PI.

Este modelo de nucleo tiene dos diferencias respecto al presentado en la Figura 4.1.En primer lugar, las PI termicas se modelaron con seccion cuadrada en vez de circular,conservando el area. Esto redujo en un factor 5 el tiempo de calculo y produjo unavariacion en la reactividad del nucleo menor a 100 pcm, por lo que se mantuvo estasimplificacion para el resto de los calculos realizados.

Ademas, se modifico la ubicacion de las dos posiciones de irradiacion rapidas, queintercambiaron lugar con dos PI termicas ubicadas mas cerca del centro del nucleo. Estoaumento el nivel de flujo en las PI rapidas en mas de un 50 %, mientras que el flujotermico en las PI desplazadas se redujo en menos de 20 %. Ademas, se tuvo en cuentaque las posiciones termicas desplazadas no eran las de mayor flujo, y se considero quelas restantes resultan suficientes para cumplir los objetivos de utilizacion.

5.5 Nivel de flujo neutronico 43

Los niveles de flujo termico obtenidos en las distintas PI se muestran, para principioy fin de ciclo, en la Tabla 5.3. Los mismos fueron promediados en los 2/3 centrales dela altura activa del nucleo, y en una seccion de area equivalente a un cırculo de R=7,4cm, segun el modelo descripto en la Tabla 4.4.

Los niveles de flujo rapido, para ambas PI, se muestran en la Tabla 5.4, paraprincipio y fin de ciclo. Los mismos se obtuvieron promediando en toda la longitudactiva y en una seccion cuadrada de lado 8,15 cm.

Posicion de irradiacionΦter [1E14 n/cm2s]BOC EOC

C 5,510 7,246E1 4,156 4,423E2 4,953 5,157E3 4,163 4,164E4 4,844 4,971A1 3,500 3,642A2 3,262 3,438

Tabla 5.3: Flujo termico en las distintas PI, a principio y fin de ciclo.

Posicion de irradiacionΦrap [1E14 n/cm2s]BOC EOC

R1 2,81 2,96R2 3,51 3,64

Tabla 5.4: Flujo rapido en las distintas PI, a principio y fin de ciclo.

En las Figuras 5.15 y 5.16 se muestra un mapa de flujo termico y rapido respecti-vamente, a principio y fin de ciclo. Allı se observa que se tiene un elevado flujo termicoen el agua pesada mas proxima al nucleo, que esta entre 3E14n/cm2s y 6E14n/cm2s,donde pueden posicionarse diferentes dispositivos experimentales para ser irradiados,ası como facilidades de produccion de radioisotopos.

5.5 Nivel de flujo neutronico 44

Figura 5.15: Nivel de flujo termico a principio y fin de ciclo.

5.5 Nivel de flujo neutronico 45

Figura 5.16: Nivel de flujo rapido a principio y fin de ciclo.

5.6 Quemado de extraccion 46

5.6. Quemado de extraccion

El quemado de extraccion de los EC es un importante indicador de rendimiento, yaque da cuenta de cuan bien aprovechado esta el uranio. Esto tiene inmediata repercusionen el costo de operacion del reactor, ya que a mayor quemado de extraccion menorcantidad de EC se debera cambiar para operar durante el mismo perıodo.

En la Tabla 5.5 se muestra el quemado de extraccion obtenido para cada cadenade recambio de EC. Puede verse que los 7 combustibles extraıdos presentan similarquemado, siendo la diferencia porcentual maxima de 6.5 %. Esto es deseable, ya queindica que todos los EC se aprovechan de manera homogenea

Cadena de recambio de EC Quemado de extraccion [MWd/Ton]1 1,23E52 1,23E53 1,21E54 1,21E55 1,19E56 1,17E57 1,15E5

Tabla 5.5: Quemado de extraccion para las diferentes cadenas de recambio de EC.

El quemado de extraccion promedio resulto de 120000 MWd/ton, lo que equivale aaproximadamente 68,8 % At235U.

5.7. Coeficientes de realimentacion de reactividad

Se define el coeficiente de reactividad global por potencia como αP =∂ρ

∂Py, por

requerimientos regulatorios, debe ser negativo en todo estado del reactor. Una forma deasegurar que se cumpla este criterio regulatorio, es garantizar que todos los coeficientesde reactividad parciales sean negativos.

Para calcular el coeficiente de reactividad parcial por la variacion de una variablei(αi), en primer lugar, se realizo un calculo de nucleo de referencia (caliente y con Xe)y se obtuvo, para cada paso de tiempo, una reactividad ρ0. Luego, se recalcularon lassecciones eficaces realizando una variacion ∆ en la variable i de interes. Para esto se hi-zo uso del comando STATE TREE de CONDOR, que permite plantear perturbacionesen las temperaturas y densidades de los materiales y, para los pasos de quemado es-pecificados, recalcular las secciones eficaces. Este comando permite, ademas, modificarotros parametros de calculo tales como el nivel de Xe.

Con las nuevas secciones eficaces perturbadas, se recalcularon, a nivel de nucleo,los estados de referencia, obteniendo una reactividad ρper para cada paso de tiempo.

Luego, el valor del coeficiente esta dado por αi =∂ρ

∂i≈ ρper − ρ0

∆.

Como en este caso el moderador y el refrigerante son indistinguibles, en la presenteseccion se utilizo el ultimo termino solamente.

5.7 Coeficientes de realimentacion de reactividad 47

Coeficiente de reactividad por temperatura del refrigerante, a densidadconstante

El coeficiente de reactividad por temperatura del refrigerante, a densidad constante,se define segun

αTref | ρref =∂ρ

∂Tref| ρref , (5.4)

donde Tref es la temperatura promedio del refrigerante, y ρref su densidad.Si bien este coeficiente no existe fısicamente, es usado por algunos codigos de eva-

luacion de accidentes. De ahı el interes por calcularlo.Para calcular αTref , se recalcularon las secciones eficaces aumentando la tempera-

tura media del refrigerante en 50 grados, pero sin modificar su densidad. En la Tabla5.6 se muestra el valor calculado para este coeficiente a principio y fin de ciclo, ası comoel valor maximo. En la Figura 5.17 se muestra su evolucion a lo largo del ciclo.

Estado Valor [pcm/◦C]BOC −9,03EOC −7,43

Maximo −7,87

Tabla 5.6: Coeficiente de reactividad por temperatura del refrigerante a principio y fin de ciclo,y valor maximo.

Figura 5.17: Coeficiente de reactividad por temperatura del refrigerante a lo largo del ciclo.

5.7 Coeficientes de realimentacion de reactividad 48

Coeficiente de reactividad por temperatura del refrigerante, con densidadvariable

El coeficiente de reactividad por temperatura del refrigerante se define segun

αTref =∂ρ

∂Tref, (5.5)

en este caso con ρref (Tref) funcion de Tref . En la practica, cuando aumenta la tem-peratura del refrigerante su densidad disminuye. Dado que el combustible esta submo-derado, esto ultimo tambien implica una reduccion en la reactividad, por lo que estecoeficiente es mas negativo que el calculado a densidad de refrigerante constante.

Para calcular αTref se recalcularon las secciones eficaces aumentando la temperaturadel refrigerante en 50 grados, con una reduccion en la densidad de 3 %, consecuenciade este cambio en la temperatura.

Los valores obtenidos para este coeficiente se muestran en la Tabla 5.7, y su evolu-cion a lo largo del ciclo de operacion en la Figura 5.18.

Estado Valor [pcm/◦C]BOC −20,83EOC −20,05

Maximo −19,02

Tabla 5.7: Coeficiente de reactividad por temperatura del refrigerante, variando su densidad,a principio y fin de ciclo, y valor maximo.

Figura 5.18: Coeficiente de reactividad por temperatura del refrigerante a lo largo del ciclo,variando la densidad.

5.7 Coeficientes de realimentacion de reactividad 49

Coeficiente de reactividad por temperatura del combustible

Este coeficiente se define segun

αTc =∂ρ

∂Tc. (5.6)

Para calcularlo, se aumento la temperatura del meat en 50 grados. Los resultadosobtenidos se muestran en la Tabla 5.8 y la Figura 5.19.

Estado Valor [pcm/◦C]BOC −2,28EOC −2,09

Maximo −1,06

Tabla 5.8: Coeficiente de reactividad por temperatura del combustible a principio y fin deciclo, y valor maximo.

Figura 5.19: Coeficiente de reactividad por temperatura del combustible a lo largo del ciclo.

Coeficiente de reactividad por vacıo

Se define el coeficiente de vacıo segun

αv =∂ρ

∂ρref. (5.7)

Para calcularlo, se recalcularon las secciones eficaces reduciendo en un 10 % la densidaddel refrigerante. Los resultados obtenidos se muestran en la Tabla 5.9 y la Figura 5.20.

5.7 Coeficientes de realimentacion de reactividad 50

Estado Valor [pcm/ %vacıo]BOC −209,42EOC −216,50

Maximo −202,91

Tabla 5.9: Coeficiente de reactividad por vacıo en el refrigerante a principio y fin de ciclo, yvalor maximo.

Figura 5.20: Coeficiente de reactividad por vacıo en el refrigerante a lo largo del ciclo.

Capıtulo 6

Nucleo con elementos combustiblesde control y barras seguidoras comosistema de extincion

6.1. Descripcion general del sistema y de los mode-

los utilizados

Se evaluo el uso de elementos combustibles de control (ECC) y barras absorbentesseguidoras (FOL) como sistema de extincion del reactor. Los ECC son combustiblesde seccion transversal levemente menor a la de los elementos combustibles normales(ECN), tal que pueden deslizarse por agujeros de la grilla inferior. Cada uno tieneacoplada una barra de material absorbente que es introducida en la altura activa delnucleo cuando el ECC desciende a traves del agujero de la grilla, que debe ser de mayordiametro que el correspondiente a un ECN. En la Figura 6.1 se muestra un ECC consu FOL, que forman parte del sistema de parada en el reactor de investigacion japonesJRR-3.

Una de las principales motivaciones para analizar este sistema de parada es obtenermayor MA y FU que los alcanzados con las cajas guıa y las barras de control. Dadoque con esta nueva solucion el absorbente ingresa al nucleo desplazando combustible,cada FOL tiene un peso en reactividad elevado, por lo que se considero que este es unsistema apropiado para lograr dicho objetivo.

En este caso, se eligio hafnio como absorbente neutronico, al igual que en el otrosistema de extincion analizado. Este material resulta muy conveniente ya que tiene unaelevada seccion eficaz neutronica, y los isotopos producidos por absorcion neutronicatienen secciones eficaces similares. Por esta razon, la eficacia del Hf como absorbente nose ve tan afectada por el quemado [26]. Ademas, tiene buenas propiedades mecanicas.

Se decidio mantener en los ECC los mismos alambres de Cd utilizados como VQ enlos ECN. Se redujo la seccion transversal a 7,75 cm de lado. El numero de placas com-bustibles, entonces, debio ser reducido a 20. Ademas, se agregaron marcos de aluminioen la parte superior e inferior de la seccion, como puede verse en la Figura 6.2, en lasque se muestran algunas dimensiones relevantes. Esto resulta necesario para canalizarel refrigerante de las placas mas externas.

La seccion transversal del FOL tambien es cuadrada y de 7,75 cm de lado. Sedecidio utilizar un espesor de Hafnio de 1 cm, lo que deja un hueco cuadrado en el

51

6.1 Descripcion general del sistema y de los modelos utilizados 52

Figura 6.1: Esquema de un ECC y su FOL, que forman parte del sistema de parada en elreactor JRR-3 [26].

Figura 6.2: Esquema de la seccion transversal de un ECC.

centro, por donde circula refrigerante. Un esquema de la seccion transversal del FOLpuede verse en la Figura 6.3.

6.1 Descripcion general del sistema y de los modelos utilizados 53

Figura 6.3: Esquema de la seccion transversal de un FOL absorbente de Hf.

A nivel de celda, se decidio utilizar un modelo de un cuarto de ECC. Debido a losnuevos marcos en la parte inferior y superior, si se realiza un modelo de media placacombustible conservando las masas, la geometrıa modelada se aparta mucho de la real,ya que se debe modelar un marco excesivamente grueso para incluir todo el aluminioen el modelo. Un esquema del modelo utilizado se muestra en la Figura 6.4, en la quese indican las regiones de homogeneizacion de secciones eficaces.

Las secciones eficaces del absorbente seguidor se homogeneizaron en dos regionesdiferentes: una que incluye el hafnio y parte del refrigerante, y otra central en la quesolo hay refrigerante. En la Figura 6.5 se muestra el modelo de celda de un cuarto deFOL utilizado.

En la Figura 6.6 se muestra un esquema de las regiones de homogeneizacion desecciones eficaces del ECC y del FOL, junto con el modelo a nivel nucleo utilizado.

6.1 Descripcion general del sistema y de los modelos utilizados 54

Figura 6.4: Modelo de celda de un cuarto de ECC, en el que se indican las regiones dehomogeneizacion de secciones eficaces. Se muestra el detalle de la region en la que la placa seune con el marco.

Figura 6.5: Modelo de celda de un cuarto de FOL.

6.2 Implementacion del sistema 55

Figura 6.6: Regiones de homogeneizacion de secciones eficaces del ECC y del FOL, y modelode nucleo utilizado.

6.2. Implementacion del sistema

Se analizo la implementacion del sistema de apagado haciendo uso de ECC, con susrespectivos FOL.

Para determinar el posicionamiento en el nucleo de los ECC, se tuvieron en cuentados restricciones. En primer lugar, el espacio requerido para los mecanismos que losmueven. En segundo lugar, dado que el ECC requiere un agujero en la grilla de mayordiametro que el necesario para los ECN, ubicar dos muy proximos uno del otro puedecomprometer la integridad estructural de la grilla en esa zona. Por estas razones, sedecidio que no haya dos ECC adyacentes.

Como un ECC tiene un area de intercambio de calor un 17 % menor a la de un ECN,cuantos mas se incluyan en remplazo de ECN mayor sera el flujo calorico promedio delnucleo, si se mantiene constante la potencia. Esto hace que, si no se modifican lasvariables termohidraulicas, los margenes a los fenomenos crıticos se reduzcan. Por estarazon, el numero de ECC debe ser el mınimo tal que se verifiquen todos los criteriosneutronicos de seguridad con un margen satisfactorio.

Se analizo, en primer lugar, la utilizacion de 8 ECC. Por las razones expuestasen la seccion 4.4.2, se decidio mantener la estrategia de recambio In-Out. Como lasposiciones de los ECC y los ECN no son intercambiables, resulto necesario definirdiferentes cadenas de recambio para estos dos tipos de combustibles. Se definieron,entonces, 5 cadenas de 4 combustibles normales cada una, y 2 cadenas de 4 ECC,utilizando el procedimiento descripto en la seccion 4.4.2.

Se evaluo, en primer lugar, el MA y FU. Los resultados obtenidos se muestran enla Figura 6.7, en la que puede verse tambien la posicion de los 8 ECC, y el lugar endonde ingresa el FOL cuya falla resulta en un estado mas reactivo.

Se obtuvo un MA = 12850 pcm y un peso total del banco de absorbentes seguidoresde ρbanco = 23160 pcm. En base a estos resultados se decidio reducir el numero de ECCa 6.

En este caso, se utilizaron 2 cadenas de recambio de 5 ECN, 3 cadenas de 4 ECN,

6.3 Analisis de distintos diametros de alambres de Cd 56

Figura 6.7: Margen de apagado con falla unica de los distintos FOL, para el nucleo con 8ECC. Se indica FOL cuya falla resulta en un estado mas reactivo.

y 2 cadenas de 3 ECC, nuevamente definidas segun el procedimiento descripto en laseccion 4.4.2.

Se calculo el margen de apagado con falla unica de los distintos seguidores. Losresultados se muestran en la Figura 6.8, en la que puede verse la posicion adoptadapara los 6 ECC, ası como la ubicacion del FOL de mayor peso en reactividad.

Figura 6.8: Margen de apagado con falla unica de los distintos FOL, para el nucleo con 6ECC. Se indica el FOL cuya falla resulta en un estado mas reactivo.

Se calculo un MA = 7090 pcm, y el peso del banco resulto ser de ρbanco = 17360pcm. En consecuencia, tanto MA como FU resultaron, con este sistema, de aproxima-damente el doble que los obtenidos con las cajas guıa y barras de control.

6.3. Analisis de distintos diametros de alambres de

Cd

Hasta este punto del trabajo, solo se habıan realizado comparaciones a nivel de celdaentre los distintos diametros de los alambres de Cd utilizados como venenos quemables.Se considero que un analisis a nivel de nucleo era necesario para confirmar la eleccionrealizada inicialmente.

Se calculo la reactividad a lo largo del ciclo de operacion sin VQ, y con alambresde Cd de diametros D=0,4 mm, D=0,5 mm, y D=0,6 mm. Los resultados obtenidosse muestran en la Figura 6.9. Puede verse que, a medida que aumenta el diametro

6.3 Analisis de distintos diametros de alambres de Cd 57

Factor depico

Diametro del alambre de Cd [mm]0,6 0,5 0,4

FPcalculado maximo 2,57 2,59 2,60FP maximo 3,25 3,28 3,29

T(FP maximo) [Dıas] 22 18,5 14

Tabla 6.1: Factor de pico maximo para distintos diametros de alambres de Cd. Se indica eltiempo en el que se da el maximo.

del alambre, disminuye el exceso de reactividad a BOC en forma notable, siendo ladiferencia entre D=0,4 mm y D=0,6 mm de mas de 1500 pcm. Por otra parte, lareactividad a EOC no presenta diferencias significativas entre los distintos casos.

Figura 6.9: Reactividad a lo largo del ciclo, para distintos diametros de alambres de Cd, y sinVQ.

Ademas, se calculo la evolucion del factor de pico a lo largo del ciclo. En la Figura6.10 se muestran los resultados obtenidos para los distintos diametros de alambres deCd, y sin VQ. Se observa que para mayores diametros se obtienen menores FP y que,a su vez, el maximo se da en forma mas tardıa. La ventaja de esto ultimo fue discutidaen la seccion 5.3.3. En la Tabla 6.1 se muestra el FP maximo calculado, y el que resultade usar la Ecuacion 5.1, ası como el tiempo en el que se da este maximo.

Se confirmo, entonces, que la decision de utilizar alambres de Cd de D=0,6 mm esla mas adecuada, ya que da lugar a un menor FP y permite obtener mayor margen deapagado. Ademas, se verificaron los resultados obtenidos a nivel de celda con respectoal exceso de reactividad a principio de ciclo y la penalizacion a fin del mismo.

Es pertinente aclarar que este estudio se realizo a una potencia de 95 MW, queresulta de mantener el flujo de calor promedio del nucleo con cajas guıa, pero teniendoun area total de transferencia de calor menor. Sin embargo, los resultados cualitativos

6.3 Analisis de distintos diametros de alambres de Cd 58

Figura 6.10: Factor de pico a lo largo del ciclo, para distintos diametros de alambres de Cd,y sin VQ.

obtenidos son aplicables a la potencia nominal de 100 MW.

6.4 Reajuste de parametros termohidraulicos 59

6.4. Reajuste de parametros termohidraulicos

Como se explico en la seccion anterior, el hecho de que los ECC tengan un area detransferencia menor a la de los ECN hace que se deban reajustar algunos parametrosde la refrigeracion para que se cumplan los criterios de diseno termohidraulicos.

Con 6 ECC, y teniendo en cuenta su geometrıa, el nivel de potencia, y el FP=3,3,el flujo de calor maximo en el canal caliente debe ser qmax = 507 W/cm2.

Entonces, para verificar los requerimientos termohidraulicos resulto necesario incre-mentar la presion de entrada del refrigerante en 0,1 bar, llevandola a Pin = 8,6 bar,dado que un calculo preliminar resulto en el incumplimiento de los criterios de diseno.Con esta modificacion, se calcularon los margenes a los fenomenos crıticos, y el ONBR,que se muestran en la Tabla 6.2.

Indicador Valor RequerimientoDNBR 1,90 ≥ 1,8RDR 1,81 ≥ 1,8

ONBR 1,24 ≥ 1,2

Tabla 6.2: Verificacion de los criterios termohidraulicos, para qmax = 507 W/cm2

6.5. Reactividad y FP a lo largo del ciclo

Para poder tener suficiente reactividad a fin de ciclo, fue necesario reducir la dura-cion del mismo en un dıa respecto al obtenido con las cajas guıa, llevandolo a Tc=30dıas. Se obtuvo ası una reactividad a EOC de ρEOC = 927 pcm, mientras que a BOCla misma resulto de ρBOC = 4300 pcm.

En la Figura 6.11 se muestra la evolucion de la reactividad a lo largo de ciclo,mientras que en la Figura 6.12 la evolucion del factor de pico. Como se vio en la seccion5.3.3, la temprana desaparicion de los VQ hacen que luego de aproximadamente 13 dıasde operacion el FP aumente drasticamente, ası como la reactividad.

El maximo FP calculado se da a los 21 dıas de operacion, y es FPcalculado = 2,589.Luego, mediante 5.1, se obtiene FP = 3,275 , menor que el lımite de 3,3.

6.6 Nivel de flujo neutronico 60

Figura 6.11: Exceso de reactividad a lo largo del ciclo, con 6 ECC.

Figura 6.12: Factor de pico a lo largo del ciclo, con 6 ECC.

6.6. Nivel de flujo neutronico

Se mantuvo la ubicacion de las distintas posiciones de irradiacion del nucleo conCG. En la Tabla 6.3 se muestra el flujo termico obtenido en cada PI, mientras que elflujo rapido se muestra en la Tabla 6.4.

En la Figura 6.13 se muestra el nivel de flujo termico en el nucleo, y en la Figura6.14 el nivel de flujo rapido. Al comparar con la Figura 5.15, puede verse que con estaconfiguracion de nucleo el flujo termico en el reflector de agua pesada no solo es maselevado, sino que tiene una distribucion mas homogenea que en el nucleo con cajas guıa.Ademas, el flujo termico en el resto del nucleo tambien resulta levemente superior.

6.6 Nivel de flujo neutronico 61

Posicion de irradiacionΦter [1E14 n/cm2s]BOC EOC

C 5,622 7,340E1 4,490 4,802E2 4,916 4,862E3 4,445 4,067E4 4,558 4,756A1 3,965 4,013A2 3,954 4,127

Tabla 6.3: Flujo termico en las distintas PI, a principio y fin de ciclo.

Posicion de irradiacionΦrap [1E14 n/cm2s]BOC EOC

R1 3,190 3,500R2 3,310 3,380

Tabla 6.4: Flujo rapido en las distintas PI, a principio y fin de ciclo.

6.6 Nivel de flujo neutronico 62

Figura 6.13: Nivel de flujo termico a principio y fin de ciclo.

6.6 Nivel de flujo neutronico 63

Figura 6.14: Nivel de flujo rapido a principio y fin de ciclo.

6.7 Quemado de extraccion 64

6.7. Quemado de extraccion

El quemado de extraccion obtenido se muestra en la Tabla 6.5 para cada una delas 5 cadenas de recambio de ECN. Debido a que hay 2 cadenas de 5 combustibles y 3cadenas de 4, la dispersion en el quemado de extraccion es mayor que con la estrategiaadoptada para el nucleo de cajas guıa. La diferencia porcentual maxima es de 13,7 %.

Cadena de recambio ECN Quemado de extraccion [MWd/Ton]1 1,39E52 1,33E53 1,23E54 1,23E55 1,20E5

Tabla 6.5: Quemado de extraccion para las diferentes cadenas de recambio de ECN.

El quemado de extraccion promedio de los ECC resulto de 106000 MWd/ton. Te-niendo en cuenta tanto a los ECC como a los ECN, el quemado de extraccion promedioobtenido es de 122300 MWd/ton, que equivale a aproximadamente 70 % at 235U, muysuperior al mınimo de 50 % establecido inicialmente.

6.8. CG y BC vs ECC y FOL

Se compararon los nucleos obtenidos con los dos sistemas de extincion analizados.En la Tabla 6.6 se muestran los valores que toman los distintos indicadores de perfor-mance para cada uno de estos nucleos. Los flujos neutronicos que se muestran son elpromedio entre el valor obtenido a BOC y el de EOC.

Parametro CG y BC ECC y FOLΦter en C [1E14 n/cm2s] 6,38 6,48

Φter promedio en Ei [1E14 n/cm2s] 4,60 4,74Φter promedio en Ai [1E14 n/cm2s] 3,41 4,01Φrap promedio en Ri [1E14 n/cm2s] 3,23 3,35

Tiempo de ciclo [Dıas] 31 30Quemado de extraccion [MWd/ton] 1,20E5 1,22E5

FU [pcm] 1450 2360MA [pcm] 3600 6730FPmax 3,090 3,275

Tabla 6.6: Comparacion entre el nucleo con cajas guıa y el nucleo con 6 ECC.

Una de las motivaciones fundamentales para analizar el sistema de absorbentesseguidores fue la de mejorar el margen de apagado y de falla unica. En este sentido,el nuevo sistema representa una mejora sustancial, ya que el MA se incremento en un87 % y el margen con falla unica en un 63 %.

Una ventaja adicional del sistema de seguidores es el incremento en el nivel de flujoneutronico, que resulto mayor en todas las PI. La diferencia con el nucleo con cajas

6.9 Evaluacion del FP con el nucleo crıtico 65

guıa se hace mas notoria si se evalua el flujo en las PI Ai , en las que el flujo aumento,en promedio, un 18 %.

En cuanto al quemado de extraccion, resulto 1,7 % mayor con el nuevo sistema, apesar de que el tiempo de ciclo se redujo en un dıa. Esto se debe a que la carga deuranio del nucleo es menor, ya que los ECC tienen menores dimensiones. Sin embargo,se espera que si se calcula la evolucion del quemado con el nucleo crıtico, el de los ECCresulte menor, ya que en ese caso parte de los mismos se encontrarıa debajo del nucleo.

El factor de pico, por otra parte, resulta un 10 % mayor con el sistema de de ECNy FOL.

6.9. Evaluacion del FP con el nucleo crıtico

Se decidio calcular el nucleo crıtico, para poder evaluar el factor de pico en esacondicion. Para esto, fue necesario aumentar la altura activa del modelo de nucleo, demanera tal de poder contemplar los ECC que, a medida que los FOL entran al nucleo,son desplazados hacia abajo.

Extender la altura activa del modelo aumenta notablemente el tiempo de calculo.Ademas, la rutina de aproximacion a crıtico requiere, normalmente, de mas de uncalculo por paso de tiempo, acentuando aun mas este aumento. Por esta razon, todoslos calculos iniciales se realizaron con el modelo de menor altura, que solo contempla25 cm de agua en la parte superior e inferior del nucleo.

Se calculo el factor de pico para el estado frıo y sin Xe, con el reactor crıtico, a lolargo del ciclo. El maximo calculado es de FPcalculado = 3,7. Esto puso en evidenciaque el factor de 1,15 no es aplicable para este tipo de sistema de control, en el quela parte de los ECC que queda debajo del nucleo practicamente no genera potencia,aumentando la densidad de potencia en el resto del combustible y, ası, el FP.

Este analisis revelo la necesidad de realizar modificaciones que permitan reducir elFP, ya que no se verifico el requerimiento FP ≤ 3,3.

6.10. Reduccion del FP en el nucleo con ECC

Se evaluaron distintas medidas para lograr disminuir el factor de pico, que re-sulto inaceptablemente alto para el nucleo con ECC y FOL.

6.10.1. Modificacion de la estrategia de recambio de EC y delnumero de ECC

Se decidio reevaluar la estrategia de recambio de elementos combustibles. Como sediscutio en la seccion 4.4.2, la estrategia Out-In permite reducir el factor de pico pero,a la vez, reduce la reactividad en exceso del nucleo respecto a la que se obtiene con unaestrategia In-Out. A causa de la disminucion en la reactividad en exceso, inicialmente nose habıa podido alcanzar un tiempo de ciclo mayor a 26 dıas (requerimiento de diseno)con recambio Out-In y cambiando 7 EC por ciclo. En consecuencia, se decidio aumentarel numero de EC que se se introducen al reactor en cada ciclo, llevandolo a 8.

Para definir la estrategia, se uso el procedimiento definido en 4.4.2, con la salvedadde que, en este caso, los EC se ordenaron de forma decreciente segun el quemado, para

6.10 Reduccion del FP en el nucleo con ECC 66

luego ser agrupados y conformar las 8 cadenas distintas de recambio. Haciendo esto,se definieron 4 cadenas de 4 ECN, 2 de 3 ECN, y 2 cadenas de 3 ECC.

Se calculo el margen de apagado y de falla unica para este nucleo. Se obtuvo unMA = 4417 pcm, y los margenes con falla unica de los distintos seguidores se muestranen la Tabla 6.7.

Falla FOL No FU [pcm]1 21922 16553 11954 11995 24336 2196

Tabla 6.7: Falla unica con estrategia de recambio Out-In

Uno de los motivos fundamentales para evaluar el sistema de extincion con absor-bentes seguidores fue el de mejorar los margenes de seguridad obtenidos con las CG yBC. Este, sin embargo, no es el caso, ya que se obtuvo FU = 1195 pcm, mientras quecon las cajas guıa se tenıa FU = 1450 pcm. En consecuencia, se decidio aumentar elnumero de ECC, pasando de 6 a 8, ya que el analisis inicial de esta configuracion diolugar a margenes mucho mayores.

Se adopto, entonces, una estrategia de recambio con 2 cadenas de 4 ECN, 4 cadenasde 3 ECN, y 2 cadenas de 4 ECC, nuevamente usando el procedimiento definido en4.4.2 con los EC ordenados en forma decreciente segun el quemado.

6.10.2. Modificacion de los VQ

Con la estrategia de recambio In-Out, y cambiando 7 EC por ciclo, se alcanzo origi-nalmente un quemado de mas de 40000 MWd/ton luego del primer ciclo en el reactor.Con la estrategia Out-In, y cambiando 8 EC, el quemado obtenido luego de un solociclo es menor a 20000 MWd/ton. Esto se debe a que los combustibles frescos ingresana la periferia del nucleo, donde la densidad de potencia es mucho menor que en elcentro.

Del analisis de los resultados obtenidos a nivel de celda para los distintos diametrosde alambres de Cd (ver Figura 5.7) , surge que, para un quemado de 20000 MWd/ton,los VQ siguen teniendo un peso en reactividad elevado, por lo que podrıan penalizarla reactividad a fin de ciclo. Por esta razon se volvio a evaluar el uso de alambres deCd de 0,4 mm, ademas del de D=0,6 mm ya estudiado.

Por otra parte, una de las razones por las que el factor de pico obtenido con estesistema de extincion es tan elevado es el hecho de que la densidad de potencia en laparte de los ECC que queda ubicada debajo del nucleo es casi nula. En la Figura 6.15se muestra la distribucion axial de potencia obtenida, a principio y fin de ciclo, paraun ECC y un ECN, con el reactor en estado crıtico.

Puede verse que la seccion inferior de los ECC que se usan para controlar reactividadse encuentra fuera del nucleo a lo largo de todo el ciclo. Por esto, para que esta regiongenere mas potencia, se evaluo quitar los alambres de Cd de los 20 cm inferiores de losECC.

6.10 Reduccion del FP en el nucleo con ECC 67

Figura 6.15: Distribucion axial de potencia, a principio y fin de ciclo, para un ECC y un ECN.La altura activa del nucleo se indica entre lıneas grises.

Por otra parte, se observa que, a BOC, la distribucion de potencia en el ECNesta perturbada por el ECC, que se encuentra insertado en mas de un 50 %. Esto haceque se tenga una distribucion marcadamente sesgada, teniendo un maximo en la parteinferior. A fin de ciclo, en cambio, la situacion se revierte, ya que el maximo se da enla parte superior.

El hecho de tener maximos en la densidad de potencia, y por lo tanto en el flujoneutronico, ubicados tanto en la parte superior como inferior de los EC es perjudicialdesde el punto de vista de la utilizacion del reactor. Esto se debe a que las facilidadesde irradiacion se encuentran centradas a mitad de altura del nucleo , por lo que se

6.10 Reduccion del FP en el nucleo con ECC 68

busca que, a lo largo de todo el ciclo, esta region central sea la de mayor flujo. Ademas,tener fuertes gradientes de flujo sobre las facilidades de irradiacion es indeseable.

Para tratar de uniformizar la distribucion axial de potencia a lo largo del ciclo, seevaluo quitar los alambres de Cd de los 20 cm superiores de los ECN y los ECC. Estohace que, a BOC, aumente la densidad de potencia en la parte superior. A EOC, porotra parte, se espera que los 20 cm superiores sin VQ tengan mayor quemado y, enconsecuencia, generen menos potencia.

Se realizaron calculos de nucleo con EC con alambres de Cd de diametro D=0,4mm con la distribucion axial de VQ modificada (AXI), y sin modificar. En el casode D=0,6 mm, se calculo solo con la nueva distribucion axial de VQ, ya que calculospreliminares indicaron que de otra manera no se logra alcanzar una reactividad a finde ciclo suficiente. En la Figura 6.16 se muestra el FP calculado para el estado frıoy sin Xe, y con el reactor crıtico, a lo largo del ciclo. Esta es la condicion en la quese obtiene mayor FP. En la Tabla 6.8 se observan otros parametros relevantes de losnucleos analizados, para un tiempo de ciclo de 31 dıas. Se verifico, en todos los casos,que el aumento del TC en 1 dıa daba lugar a reactividad insuficiente a EOC.

En la Figura 6.17 se muestra la distribucion axial de potencia obtenida para unECN y un ECC, con D=0,4 mm AXI. Puede verse que se logro obtener una distribucionuniforme a lo largo del ciclo en el ECN, y que no presenta maximos marcados en la parteinferior o superior. Ademas, se observa una distribucion menos sesgada de potencia aEOC para el ECC, aunque la comparacion se dificulta porque el porcentaje de inserciondifiere del de la Figura 6.15.

La modificacion realizada logro reducir el FP maximo en un 12 %, resultado quesurge de analizar los valores presentados en la Tabla 6.8.

Figura 6.16: FP a lo largo del ciclo, para distintos diametros de alambres de Cd, y condistribucion axial de los mismos modificada (AXI) y sin modificar.

6.10 Reduccion del FP en el nucleo con ECC 69

Figura 6.17: Distribucion de potencia, a principio y fin de ciclo, para un ECC y un EC, condistribucion axial de VQ modificada y para TC=31 dıas.

En base a los resultados obtenidos , se opto por utilizar alambres de Cd de D=0,4mm, con la distribucion axial modificada. La principal razon de esta eleccion es que elFP que se obtuvo es significativamente menor que con el resto de las opciones evaluadas.Esto permite que puedan, a futuro, disenarse facilidades de irradiacion con las que selogren flujos neutronicos mas elevados pero que, en contrapartida, incrementan el FP.El uso de estas facilidades harıa que, en los otros casos, difıcilmente se cumpla el criteriode FP ≤ 3,3.

Puede verse que la reactividad a fin de ciclo que presenta el nucleo seleccionado esde 1943 pcm, que resulta superior a las aproximadamente 1000 pcm requeridas segun

6.10 Reduccion del FP en el nucleo con ECC 70

Indicador D=0,4 mmD=0,4 mm

AXID=0,6 mm

AXIMA 8891 8074 9126FU 3840 3173 4096

Qext[MWd/ton] 108160 104120 108080ρEOC [pcm] 1278 1943 1028

FPcalculado max. 2,804 2,462 2,708FPcalculado × 1,1 3,084 2,708 2,980ρbanco [pcm] 21876 22030 21891

Tabla 6.8: Indicadores de performance y seguridad obtenidos con distintos diametros de alam-bres de Cd, y con distribucion axial de los mismos modificada (AXI) y sin modificar.

lo establecido en la seccion 2.3. No es deseable que ρEOC sea muy elevada, ya que estoindica que el combustible podrıa aprovecharse mejor. Sin embargo, el requerimiento masfuerte en este sentido es el de garantizar un mınimo exceso de reactividad para podercompensar la antireactividad que puede ser introducida por distintos experimentos, opor transitorios de Xe. En consecuencia, el valor obtenido se considero aceptable, yaque puede dejarse como reserva para posibles experimentos, o para una gestion masdetallada de combustibles.

Por otra parte, el quemado de extraccion obtenido con el nucleo elegido es de 104120MWd/ton (∼= 60 % At 235 U), que resulta superior al lımite impuesto.

6.10.3. Reajuste de parametros termohidraulicos

Nuevamente, introducir mayor numero de ECC reemplazando ECN reduce el areade transferencia, haciendo que sea necesaria una mayor densidad superficial de potenciapara alcanzar P=100MW. Teniendo en cuenta el FP=3,3, la densidad de potenciamaxima en el canal caliente del reactor resulta qmax = 514 W/cm2 .

Para refrigerar adecuadamente el nucleo con esta nueva configuracion, se aumento lapresion de entrada del refrigerante en 0,2 bar, llevandola a Pin = 8,8 bar. Ademas, seredujo la velocidad de refrigerante llevandola a 1350 cm/s, valor con el que se obtuvieronlos mayores margenes a los fenomenos crıticos.

Con la redefinicion de estos parametros, se verificaron los criterios termohidraulicos,que se resumen en la Tabla 6.9.

Indicador Valor RequerimientoDNBR 1,81 ≥ 1,8RDR 1,82 ≥ 1,8

ONBR 1,22 ≥ 1,2

Tabla 6.9: Verificacion de los criterios termohidraulicos, para qmax = 514 W/cm2

6.11 Nucleo con ECC, redisenado 71

6.11. Nucleo con ECC, redisenado

Resumiendo, para lograr reducir el elevado FP obtenido con el sistema de apagadocon FOL, se redisenaron distintos aspectos del reactor. Las modificaciones realizadasse sintetizan a continuacion.

Estrategia de recambio de EC

Se definio una estrategia Out-In en la que se renuevan 8 EC por ciclo. Esto permitereducir el FP, pero aumenta la reactividad en exceso, por lo que fue necesario aumentarel numero de ECC.

Numero de ECC

Se aumento el numero de ECC, llevandolo a 8. Esto fue necesario para obtenermargenes de apagado que representen una mejora frente a los obtenidos con CG y BC,ya que esta fue la principal motivacion para evaluar un nuevo sistema de apagado.

Modificacion de los venenos quemables

Se redujo el diametro de los alambres de Cd, llevandolo a D=0,4 mm. Ademas,se cambio su distribucion axial. En los ECC los alambres se incluyeron solo en los40 cm centrales, mientras que en los ECN, en los 60 cm inferiores. Esto se hizo parauniformizar la distribucion axial de potencia a lo largo del ciclo, y para reducir el FP.

Reajuste de parametros termohidraulicos

Para cumplir con los requerimientos de diseno termohidraulico, se aumento la pre-sion de entrada del refrigerante, llevandola a 8,8 bar. Ademas, se redujo la velocidaddel refrigerante a 1350 cm/s.

6.11.1. Falla unica

Se calculo el margen de apagado con falla unica de cada FOL, a principio de ciclo,sin Xe y con el reactor frıo. Los resultados obtenidos se muestran en la Figura 6.18, enla que se indica la ubicacion del FOL cuya falla lleva a un estado mas reactivo.

Puede verse que, debido a la mayor reactividad que resulta de utilizar una estrategiaOut-In, los margenes obtenidos son significativamente inferiores a los que se muestranen la figura 6.7 para una estrategia In-Out, aunque siguen siendo satisfactorios y ma-yores a los que se tenıan con las CG y las BC.

6.11 Nucleo con ECC, redisenado 72

Figura 6.18: Margen de apagado con falla unica de los distintos FOL. Se indica la posiciondel FOL cuya falla resulta en un estado mas reactivo.

6.11.2. Coeficientes de realimentacion de reactividad

Se calcularon los coeficientes de realimentacion de reactividad de manera analogaa la desarrollada en la seccion 5.7.

Coeficiente de reactividad por temperatura del refrigerante, a densidadconstante

Se calculo αTref , sin variar la densidad del refrigerante. En la Tabla 6.10 se indicasu valor a BOC, EOC, y maximo. En la Figura 6.19 se muestra la evolucion de estecoeficiente a lo largo del ciclo.

Estado Valor [pcm/◦C]BOC −7,06EOC −7,30

Maximo −6,92

Tabla 6.10: Coeficiente de reactividad por temperatura del refrigerante,a densidad constante,a principio y fin de ciclo, y valor maximo.

6.11 Nucleo con ECC, redisenado 73

Figura 6.19: Coeficiente de reactividad por temperatura del refrigerante,a densidad constante,a lo largo del ciclo.

Coeficiente de reactividad por temperatura del refrigerante, variando ladensidad

Se calculo αTref , variando la temperatura y la densidad del refrigerante. Los resul-tados obtenidos se muestran en la Tabla 6.11 y la Figura 6.20.

Estado Valor [pcm/◦C]BOC −16,80EOC −16,86

Maximo −16,33

Tabla 6.11: Coeficiente de reactividad por temperatura del refrigerante, variando su densidad,a principio y fin de ciclo, y valor maximo.

6.11 Nucleo con ECC, redisenado 74

Figura 6.20: Coeficiente de reactividad por temperatura del refrigerante a lo largo del ciclo.

Coeficiente de reactividad por temperatura del combustible

Se calculo αTcomb, variando la temperatura del combustible. Los resultados obteni-dos se muestran en la Tabla 6.12 y la Figura 6.21.

Estado Valor [pcm/◦C]BOC −2,07EOC −2,06

Maximo −1,64

Tabla 6.12: Coeficiente de reactividad por temperatura del combustible a principio y fin deciclo, y valor maximo.

6.11 Nucleo con ECC, redisenado 75

Figura 6.21: Coeficiente de reactividad por temperatura del combustible a lo largo del ciclo.

Coeficiente de reactividad por vacıo

Se calculo αv, la fraccion de vacıo en el refrigerante. Los resultados obtenidos semuestran en la Tabla 6.13 y la Figura 6.22.

Estado Valor [pcm/ %vacıo]BOC −174,53EOC −171,68

Maximo −168,87

Tabla 6.13: Coeficiente de reactividad por vacıo en el refrigerante a principio y fin de ciclo, yvalor maximo.

6.11 Nucleo con ECC, redisenado 76

Figura 6.22: Coeficiente de reactividad por vacıo en el refrigerante a lo largo del ciclo.

Puede verse que tanto este como los otros coeficientes calculados resultan negativos,a lo largo de todo el ciclo. Se observa, ademas, que todos los coeficientes, menos αTc,son menos negativos que los calculados para el nucleo con CG y BC. Esta variacion seatribuyo, en parte, al cambio en el diametro de los alambres de Cd, y la remocion delos mismos en parte del combustible. En calculos a nivel de celda se observo que paraD=0,4 mm estos coeficientes resultan menos negativos que para D=0,6 mm, y que sinVQ se obtienen valores menos negativos aun, aunque las variaciones observadas sonmenores a las obtenidas a nivel de nucleo.

6.11.3. Nivel de flujo neutronico

PI In-Core y mapas de flujo

Los niveles de flujo obtenidos en las PI termicas se muestran en la Tabla 6.14,mientras que en la Tabla 6.15 se muestran los obtenidos en las PI rapidas. Ademas, semuestra en las Figuras 6.23 y 6.24 la distribucion de flujo termico y rapido respecti-vamente, a principio y fin de ciclo. Puede verse que la estrategia de recambio de ECOut-In da lugar a un nivel de flujo termico en el reflector significativamente superioral obtenido con las CG y BC y estrategia In-Out.

6.11 Nucleo con ECC, redisenado 77

Posicion de irradiacionΦter [1E14 n/cm2s]BOC EOC

C 5,815 6,143E1 4,373 5,034E2 4,217 4,838E3 4,368 5,028E4 4,205 4,830A1 3,594 4,122A2 3,583 4,113

Tabla 6.14: Flujo termico en las distintas PI, a principio y fin de ciclo.

Posicion de irradiacionΦrap [1E14 n/cm2s]BOC EOC

R1 3,140 2,880R2 2,933 3,030

Tabla 6.15: Flujo rapido en las distintas PI, a principio y fin de ciclo.

Figura 6.23: Nivel de flujo termico a principio y fin de ciclo.

6.11 Nucleo con ECC, redisenado 78

Figura 6.24: Nivel de flujo rapido a principio y fin de ciclo.

6.11 Nucleo con ECC, redisenado 79

Facilidades de produccion de 99Mo

Se modelaron 8 facilidades de produccion de 99Mo y se localizaron, como puede ob-servarse en la Figura 6.25, en el reflector de agua pesada para evaluar el flujo neutronicoen las mismas.

Figura 6.25: Ubicacion de las facilidades de produccion de 99Mo utilizadas para evaluacionde flujos en el reflector.

El modelo utilizado se describe en la Tabla 4.6, y los flujos calculados se promediaronen toda la seccion central de radio equivalente R=7,4 cm, y en 10/12 de la alturaactiva del nucleo. El flujo termico promedio obtenido a BOC se muestra en la Tabla6.16, en la que tambien se indica el maximo y el mınimo. Puede verse que los flujos

Flujo termico: Valor [1E14 n/cm2 s]Promedio 3,11Maximo 3,36Mınimo 2,78

Tabla 6.16: Flujo termico maximo, mınimo y promedio, en las facilidades de produccion de99Mo.

obtenidos triplican el indicado en la Tabla 4.3 para la produccion de 99Mo, por lo quelas facilidades de produccion de este radioisotopo podrıan, sin ningun inconveniente,posicionarse mas lejos del nucleo. Ademas, estos niveles de flujo son mas que suficientesel dopado de Si, y para la produccion de todos los otros radioisotopos mencionados endicha tabla, exceptuando el 75Se y el 188W.

6.11 Nucleo con ECC, redisenado 80

6.11.4. Evaluacion de una facilidad de irradiacion de alto flujo(HFF)

El rendimiento en la produccion de determinados radioisotopos, como el 75Se yel 188W , puede ser fuertemente incrementado aumentando el nivel de flujo termico. El188W es de particular interes ya que es padre del del sistema de generacion 188W/188Re,y el 188Re es uno de los radioisotopos mas atractivos por su diversas aplicacionesterapeuticas en medicina nuclear, oncologıa y cardiologıa [27][28]. El nivel de flujotermico requerido para implementar de manera eficiente este sistema de generacion esde aproximadamente 1E15 n/cm2 s, y solo existen en el mundo 5 reactores capaces dealcanzar estos niveles, por perıodos de entre 24 horas y 60 dıas [29].

Con esta motivacion, se realizo una primera aproximacion al diseno de un dispositivode irradiacion que permite alojar 9 capsulas de 1 cm de diametro y hasta 8.33 cm de alto,pensado para la produccion de radioisotopos. En la Figura 6.26 se muestra el modelode celda de dicho dispositivo. Puede verse que las capsulas se encuentran alojadasdentro de tubos, y que ambos son de aluminio. En esta esta seccion se promediaronaxialmente todos los resultados, por lo que el termino capsula i hace referencia a las 3que se encuentran, a distinta altura, dentro del tubo i.

A nivel de nucleo, la facilidad se incluyo en el modelo como una region homogeneaocupando, inicialmente, toda la seccion transversal de la PI C, en los 25 cm centralesde la misma. En el resto de la altura activa del nucleo se utilizo un cuerpo de rellenode aluminio, con canales de agua que permiten refrigerar las capsulas.

El uso de este dispositivo de irradiacion aumenta significativamente el FP, por loque se verifico, nuevamente, que se cumpliera el requerimiento de FP ≤ 3,3. Para esto,se realizo un calculo en el estado frıo, sin Xe, y con el reactor crıtico, y el factor depico maximo obtenido fue de FPcalculado = 2,927. Con el factor de ingenierıa de 1,1,se convierte FP = 2,927 × 1,1 = 3,22 < 3,3. Si bien se cumple el requerimiento, sedecidio reposicionar la facilidad para tener mayor margen al lımite de 3,3. Se la ubico,entonces, en la PI E3, en donde se obtuvo FP=3.

Para relacionar el flujo calculado a nivel de nucleo, promediado en toda la secciontransversal y en los 25 cm del dispositivo (Φtotal

nuc ), con el flujo efectivo en las capsulas,se utilizo un factor de escala obtenido del calculo de celda. Este factor relaciona elflujo promedio en toda la seccion transversal del modelo de celda (Φtotal

cel ) con el flujoobtenido en la capsula de interes (Φi

cel). En la Tabla 6.17 se muestran estos factores.Luego, el flujo en cada capsula se calculo segun:

Φinuc =

Φicel

Φtotalcel

Φtotalnuc (6.1)

Se realizaron calculos de nucleo a principio y fin de ciclo y, mediante 6.1 y con losfactores de la Tabla 6.17, se calculo el flujo termico en las capsulas dentro de cada unode los tres tubos. Los resultados obtenidos se muestran en la Tabla 6.18. Puede verseque se logro alcanzar un nivel de aproximadamente 1E15 n/cm2s, que es compatiblecon la produccion de 188W. Se verifico, ademas, que el flujo maximo obtenido con estaconfiguracion representa una disminucion de solamente 4,3 % respecto al obtenido conla HFF en la PI C.

Es importante destacar que el uso de esta facilidad es inviable en el nucleo con CGy BC, ya que en ese caso se superarıa ampliamente el lımite impuesto sobre el FP.

6.11 Nucleo con ECC, redisenado 81

Figura 6.26: Modelo de celda de la facilidad de irradiacion de alto flujo.

Capsula FPcelda

Capsula 1 1,489Capsula 2 1,509Capsula 3 1,510

Tabla 6.17: Factores que relacionan el flujo obtenido a nivel de nucleo con el flujo efectivo encada capsula de la facilidad de irradiacion.

CapsulaΦter [1E14 n/cm2 s]BOC EOC

Capsula 1 9,17 10,9Capsula 2 9,30 11,0Capsula 3 9,30 11,1

Tabla 6.18: Flujo termico en las capsulas dentro de los 3 tubos de la HFF.

6.12 Comparacion final: CG y BC vs ECC y FOL 82

6.12. Comparacion final: CG y BC vs ECC y FOL

Se compararon los resultados obtenidos para los nucleos con las CG y BC, y con losECC y FOL. En la Tabla 6.19 se resumen las caracterısticas mas relevantes de ambosdisenos.

Puede verse, en primer lugar, que el nucleo con ECC permite incrementar el MAen un 124 % y el FU en 119 %, con respecto a los obtenidos con las BC. Por lo tanto,se satisface el objetivo fundamental de la implementacion de este nuevo sistema deextincion, que es el de obtener mayores margenes de seguridad.

Ademas, si bien el flujo termico obtenido en la PI C en el nucleo con ECC representauna reduccion del 6 % frente al de las BC, los flujos en otras posiciones termicas se venincrementados en hasta un 13 %. Ademas, la reduccion del FP lograda posibilita eluso de una facilidad de irradiacion (HFF) con la cual se obtuvieron flujos de 1E15n/cm2 s, lo que resulta impracticable en el nucleo con CG y BC. En este ultimo caso,ademas, tampoco resulta viable reducir el FP con la estrategia de recambio utilizadaen el nucleo con ECC, ya que en ese caso no se podrıa obtener un margen de apagadoque cumpla con los requerimientos regulatorios.

Por otra parte, con el nucleo con ECC, el flujo rapido se redujo en un 7 %. Sinembargo, los niveles obtenidos siguen siendo satisfactorios, ya que superan ampliamentelos requerimientos establecidos en la seccion 2.3 y alcanzan el maximo de la referenciadada en la seccion 4.1.

El nucleo con BC, sin embargo, da lugar a un quemado de extraccion 17 % mayor queel obtenido con los ECC. Esto es consecuencia de que en el segundo caso se recambian8 EC por ciclo, en vez de 7, por lo que la operacion del nucleo con ECC y FOL resultamas costosa.

Parametro CG y BC ECC y FOLΦter en C [1E14 n/cm2s] 6,38 5,98

Φter promedio en Ei [1E14 n/cm2s] 4,60 4,61Φter promedio en Ai [1E14 n/cm2s] 3,41 3,85

Φter en HFF [1E14 n/cm2s] - 10,1Φrap promedio en Ri [1E14 n/cm2s] 3,23 3,00

Tiempo de ciclo [Dıas] 31 31Quemado de extraccion [MWd/ton] 1,22E5 1,04E5

FU [pcm] 1450 3173MA [pcm] 3600 8074

FP 3,086 2,708FP con HFF - 2,998

Tabla 6.19: Comparacion entre el nucleo con cajas guıa y el nucleo con 8 ECC .

Capıtulo 7

Conclusiones y trabajo a futuro

En base a los resultados de las campanas de irradiacion orientadas a la calificacionde nuevos combustibles de alta densidad, se concluyo que el mas prometedor parareactores de alta performance es el U10Mo en su forma monolıtica.

Se definieron distintos criterios de diseno para satisfacer los requerimientos regula-torios y para establecer un mınimo aceptable en el rendimiento del reactor disenado.

Para satisfacer los objetivos de utilizacion del reactor, que son la produccion deradioisotopos y la irradiacion de facilidades experimentales, se fijo la potencia en 100MW. Esto hizo que fuera necesaria una leve presurizacion del refrigerante, por lo quese opto por un diseno de tipo tanque en pileta, refrigerado por agua liviana con caudaldescendente.

Se diseno un elemento combustible, con la limitacion impuesta inicialmente de quefuera de tipo MTR estandar para poder aprovechar la experiencia que INVAP tiene ensu diseno, calculo y fabricacion.

Se analizo, en primer lugar, un nucleo con cajas guıa y barras absorbentes comosistema de extincion. Para poder satisfacer los requerimientos impuestos sobre el mar-gen de apagado fue necesario el uso de venenos quemables, y se opto por incorporaralambres de Cd en el marco de los elementos combustibles. Se utilizo una estrategiade recambio de elementos combustibles tipo In-Out, que permitio alcanzar un tiempode ciclo de 31 dıas cambiando 7 combustibles por ciclo. Con el diseno realizado selogro respetar todos los criterios establecidos inicialmente, y se obtuvieron niveles deflujo neutronico de hasta aproximadamente 6E14 n/cm2 s, adecuados para la produc-cion de diversos radioisotopos y para la realizacion de experimentos. Sin embargo, losmargenes de apagado obtenidos resultaron muy cercanos al lımite de aceptacion, porlo que se decidio evaluar un sistema de extincion diferente.

Se estudio el uso de elementos combustibles de control y barras absorbentes segui-doras como sistema de parada. Se adopto una estrategia de recambio Out-In para poderreducir el factor de pico, ya que de otra forma no pudo satisfacerse el requerimientode diseno impuesto sobre el mismo. Para obtener una longitud de ciclo aceptable, quefinalmente resulto de 31 dıas, fue necesario reemplazar 8 combustibles en cada recam-bio, obteniendo menor quemado de extraccion que con el primer sistema analizado.Con este nuevo sistema, sin embargo, se duplicaron los margenes de apagado obteni-dos con el de cajas guıa. Ademas, la reduccion del factor de pico lograda posibilito laincorporacion de una facilidad de irradiacion con la que se alcanzaron niveles de flujotermico de hasta 1E15 n/cm2 s, muy superiores a los obtenidos anteriormente. Estosniveles tan elevados hacen que sea viable la produccion de radioisotopos como el 188W,

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de gran interes para la medicina. Con este sistema se verificaron, nuevamente, todoslos criterios de diseno.

Como el diseno de este trabajo se realizo a nivel conceptual, los parametros aquı de-finidos no estan optimizados. Entre los mas relevantes se encuentra el espesor adoptadopara el meat, que se fijo inicialmente procurando no penalizar el flujo termico. Un es-tudio mas detallado debe realizarse a futuro para evaluar el espesor mas conveniente.

Ademas, solo se analizaron estrategias de recambio de elementos combustibles muysimplificadas. Dado que estas tienen gran impacto en variables como el factor de picoo el quemado de extraccion, podrıan obtenerse mejores resultados con estrategias masdetalladas y realistas, que exceden el alcance del presente trabajo pero pueden seranalizadas en profundidad como continuacion del mismo.

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Agradecimientos

A mi familia y amigos, por apoyarme y acompanarme. Al Men y a Alicia, porhaberme guiado durante la realizacion del trabajo. A Juan Tunon, que supo darmeuna mano en momentos de incertidumbre.

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