Design of High Performance Research Reactors Using High DensityUMO Fuels

8/18/2019 Design of High Performance Research Reactors Using High DensityUMO Fuels

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PROYECTO INTEGRADOR DE LA CARRERA DE

INGENIER ÍA NUCLEAR

DISE ÑO DE REACTORES DE INVESTIGACI ÓN CONCOMBUSTIBLES DE UMO MONOL ÍTICO O

DISPERSO DE ALTA PERFORMANCE

Francisco Acosta

Dr. E. VillarinoDirector

Ing. Alicia DovalCo-directora

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

Junio de 2015

División de Ingenieŕıa Nuclear - INVAP S.E

Instituto Balseiro

Universidad Nacional de CuyoComisión Nacional de Energı́a At´omicaArgentina


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Resumen

En el presente trabajo se desarrolla el diseño conceptual del n úcleo de un reactorde alta performance, orientado a satisfacer la creciente demanda de reactores para laproducción radioisótopos de usos médicos e industriales, y para el ensayo de combusti-bles y materiales para las futuras centrales nucleares de potencia. Para llevarlo a cabose abarcaron aspectos neutrónicos y termohidr áulicos.

Se utilizaron combustibles de UMo, con alta densidad de uranio, ya que permiten al-canzar mayores rendimientos que los combustibles de menor densidad. Se determin´ o quela variante monoĺıtica del UMo es la más adecuada para este tipo de reactores, por loque se la empleó para el diseño de un elemento combustible de tipo placas paralelas.

Se adopt ó un diseño de tipo tanque en pileta, levemente presurizado, y refrigeradopor agua liviana con caudal descendente.

Se diseñó un núcleo con posiciones de irradiación In-Core y se usó una pileta deagua pesada como reector, ya que esto permite tener gran exibilidad al momento deposicionar dispositivos experimentales o facilidades de irradiación Ex-Core. Dentro deltanque, se utilizaron reectores de berilio. Además, se analizaron dos diseños de núcleocon diferentes sistemas de extinci ón.

En primer lugar, se evalu ó un núcleo con ca jas guı́a y barras de control como sistemade extinci ón, cuya principal ventaja result´ o ser el elevado quemado de extracción delos elementos combustibles alcanzado.

En segundo lugar, se estudi ó un núcleo 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, además,pudo incorporarse una facilidad de irradiaci´ on con la que se obtuvo un nivel de ujotérmico de 1E15 n/cm 2 s, necesario para la producci ón de determinados radioisótoposde interés medicinal. Esta segunda conguraci´ on de núcleo, sin embargo, tiene un costo

de operación mayor al del primer n úcleo evaluado.

Palabras clave: REACTOR DE INVESTIGACI ÓN DE ALTA PERFORMANCE,UMO, ALTA DENSIDAD

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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 ow. In addition, I designed a core with In-Core irradiation positions witha heavy water reector pool, which provides great exibility to the Ex-Core facilitieslocation. Inside the tank, I used beryllium as reector.

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 rst 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 rst one. In addition, it made possible theuse of an irradiation facility with which a neutron ux of 1E15 n/cm 2 s was obtained,which is critical to the production of certain radioisotopes that are frequently used inmedicine. This second core conguration, however, has a higher operation cost thanthat of the rst core.

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

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Índice de acr´ onimos

HEU : Uranio de alto enriquecimiento.

RERTR : Programa de Reducci ón de Enriquecimiento para Reactores de Inves-tigaci ón y Ensayos.

LEU : Uranio de bajo enriquecimiento.IAEA : International Atomic Engergy Agency.

UMo : Aleación de uranio-molibdeno.

EC : Elemento/s combustible/s.

RA-10 : Reactor Nuclear Argentino Multiprop´ osito.

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 ebullición nucleada.

ONB : Margen al comienzo de la ebullición nucleada.

DNB : Apartamiento de la ebullici´on nucleada.

DNBR : Margen al apartamiento de la ebullici´on nucleada.

RD : Redistribuci ón de caudal.

RDR : Margen a la redistribuci ón de caudal.

ARN : Autoridad Regulatoria Nuclear.

FPD : Dı́as a plena potencia.

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OIEA : Organismo Internacional de Enerǵıa At´ omica.

MTR : Materials Testing Reactor.

FP : Factor de Pico.BOC : Principio de ciclo.

EOC : Fin de ciclo.

PI : Posición de irradiaci ón.

CNEA : Comisión Nacional de Energı́a At´omica.

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

LWR :Light Water Reactor.ETR : Engineering Test Reactor.

CG : Caja/s Gúıa.

BC : Barra/s Absorbente/s de Control.

VQ : Veneno/s Quemable/s.

MA : Margen de Apagado.

FU : Margen de apagado con Falla Única 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 irradiaci´on de alto ujo.


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Índice de contenidos

Resumen i

Abstract ii

Índice de acr´ onimos iiiÍndice de contenidos v

Índice de guras viii

Índice de tablas xi

1. Introducci´ on 11.1. Descripción del trabajo . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 11.2. Combustibles de alta densidad . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 2

1.3. Experiencia de INVAP S.E en dise ño y construcci ón de reactores deinvesigación . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 31.4. Reactores de investigaci ón de alta performance . . . . . . . . . . . . . . 31.5. Objetivos del trabajo . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 71.6. Descripción de la ĺınea de cálculo utilizada . . . . . . . . . . . . . . . . 7

1.6.1. Cálculos neutr ónicos . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 71.6.2. Cálculos termohidr áulicos . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 8

2. Consideraciones de dise˜ no y deniciones iniciales 102.1. Objetivo . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 102.2. Deniciones iniciales . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 102.3. Criterios neutr´onicos . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 112.4. Criterios termohidr´aulicos . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 122.5. Criterios mecánicos . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 132.6. Resumen de los criterios de diseño . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 13

3. Dise ño inicial del elemento combustible 153.1. Diseño mecánico y elección de materiales . . . . . . . . . . . . . . . . . 15

3.1.1. Material del meat . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 163.1.2. Material del cladding . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 173.1.3. Material del marco . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 17

3.1.4. Placas curvas . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 183.2. Diseño neutr ónico y termohidr áulico . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 183.2.1. Modelo de celda . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 19

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Índice de contenidos vi

3.2.2. Espesor del meat . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 193.2.3. Variables utilizadas para el dise ño del EC . . . . . . . . . . . . 203.2.4. Denición de las variables y vericación de los criterios mecánicos

y termohidr áulicos . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 23

4. Consideraciones generales sobre el dise˜ no del núcleo 254.1. Posiciones de irradiacíon . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 254.2. Reectores . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 274.3. Geometŕıa del n úcleo . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 284.4. Estrategia de recambio de elementos combustibles . . . . . . . . . . . . 29

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

5. N úcleo con cajas gúıa y barras absorbentes como sistema de extinci´ on 32

5.1. Descripción general del sistema y de los modelos utilizados . . . . . . . 325.2. Implementaci ón del sistema . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 335.3. Uso de venenos quemables . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 34

5.3.1. Eleccíon del VQ y resultados a nivel celda . . . . . . . . . . . . 355.3.2. Reactividad del n úcleo con VQ . . . . . . . . . . . . . . . . . . 365.3.3. Factor de pico con VQ . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 40

5.4. Margen de apagado y falla única . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 415.5. Nivel de ujo neutrónico . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 425.6. Quemado de extracci ón . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 465.7. Coecientes de realimentaci ón de reactividad . . . . . . . . . . . . . . . 46

6. N úcleo con elementos combustibles de control y barras seguidorascomo sistema de extinci´ on 516.1. Descripción general del sistema y de los modelos utilizados . . . . . . . 516.2. Implementaci ón del sistema . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 556.3. Análisis de distintos di ámetros de alambres de Cd . . . . . . . . . . . . 566.4. Reajuste de par ámetros termohidráulicos . . . . . . . . . . . . . . . . 596.5. Reactividad y FP a lo largo del ciclo . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 596.6. Nivel de ujo neutrónico . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 606.7. Quemado de extracci ón . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 646.8. CG y BC vs ECC y FOL . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 64

6.9. Evaluaci ón del FP con el núcleo crı́tico . . . . . . . . . . . . . . . . . . 656.10. Reducción del FP en el n úcleo con ECC . . . . . . . . . . . . . . . . . 65

6.10.1. Modicación de la estrategia de recambio de EC y del n úmerode ECC . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 65

6.10.2. Modicacíon de los VQ . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 666.10.3. Reajuste de par ámetros termohidráulicos . . . . . . . . . . . . 70

6.11. Núcleo con ECC, rediseñado . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 716.11.1. Falla única . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 716.11.2. Coecientes de realimentaci ón de reactividad . . . . . . . . . . . 726.11.3. Nivel de ujo neutr ónico . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 76

6.11.4. Evaluaci ón de una facilidad de irradiaci ón de alto ujo (HFF) . 806.12. Comparaci ón nal: CG y BC vs ECC y FOL . . . . . . . . . . . . . . . 82

7. Conclusiones y trabajo a futuro 83


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Índice de contenidos vii

Agradecimientos 87


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Índice de guras

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

1.2. Fotograf́ıa 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 sección transversal de un EC de tipo placas paralelas. . 71.8. Ĺınea de cálculo neutr ónico de INVAP S.E . . . . . . . . . . . . . . . . 8

3.1. Esquema de la sección transversal de un EC tipo placas paralelas. . . . 153.2. Modelo de celda de media placa combustible. . . . . . . . . . . . . . . . 193.3. K eff en función del espesor del gap, para emeat = 0,2 mm. . . . . . . . 203.4. RDR y DNBR en funcíon de la velocidad del refrigerante. . . . . . . . . 213.5. RDR y DNBR en funcíon de la presión de entrada del refrigerante. . . 223.6. Esquema simplicado del proceso de diseño del EC. . . . . . . . . . . . 23

4.1. Geometŕıa del primer n´ucleo. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 294.2. Esquema del proceso de denicíon de una estrategia de recambio de EC

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

5.1. Fotograf́ıa de una barra absorbente acoplada al follower, dise˜ nada y cons-truida por INVAP. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 32

5.2. Esquema de la sección transversal de la caja gúıa y de la barra absor-bente, según el diseño del RA-10. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 33

5.3. Esquema del modelo de núcleo realizado para representar las cajas gúıa. 335.4. Esquema de dos de los modelos de núcleo realizados con dos hileras decajas guı́a. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 34

5.5. Esquema del modelo de núcleo realizado con tres hileras de cajas guı́a. 345.6. Modelo de celda de media placa combustible, con alambre de Cd. . . . 355.7. keff del EC en función del quemado, a nivel celda, para distintos di´ame-

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

sin venenos quemables. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 385.10. Perl axial de potencia, a n de ciclo, de un EC con y sin VQ. . . . . . 385.11. Densidad de potencia a n 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. Núcleo con CG. . . . . 40

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Índice de guras ix

5.13. Margen de apagado con falla única de las distintas barras de control.Núcleo con CG. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 42

5.14. Esquema del núcleo en el que se indican las distintas PI. . . . . . . . . 425.15. Nivel de ujo térmico a principio y n de ciclo. Núcleo con CG. . . . . 445.16. Nivel de ujo rápido a principio y n de ciclo. Núcleo con CG. . . . . . 455.17. Coeciente de reactividad por temperatura del refrigerante a lo largo del

ciclo. Núcleo con CG. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 475.18. Coeciente de reactividad por temperatura del refrigerante a lo largo del

ciclo, variando la densidad. N úcleo con CG. . . . . . . . . . . . . . . . 485.19. Coeciente de reactividad por temperatura del combustible a lo largo

del ciclo. Núcleo con CG. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 495.20. Coeciente de reactividad por vaćıo en el refrigerante a lo largo del ciclo.

Núcleo con CG. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 50

6.1. Esquema de un ECC y su FOL, que forman parte del sistema de paradaen el reactor JRR-3. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 526.2. Esquema de la sección transversal de un ECC. . . . . . . . . . . . . . . 526.3. Esquema de la sección 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 homogeneización de secciones ecaces del ECC y del FOL,

y modelo de núcleo utilizado. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 556.7. Margen de apagado con falla única de los distintos FOL, para el n´ucleo

con 8 ECC. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 566.8. Margen de apagado con falla única de los distintos FOL, para el n´ucleo

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

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

de Cd, y sin VQ. Núcleo 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 ujo térmico a principio y n de ciclo, en el núcleo con 6 ECC. 626.14. Nivel de ujo rápido a principio y n de ciclo, en el núcleo con 6 ECC. 636.15. Distribuci ón axial de potencia, a principio y n de ciclo, para un ECC

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

de alambres de Cd. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 686.17. Distribuci ón de potencia, a principio y n de ciclo, para un ECC y un

EC, con distribuci ón axial de VQ modicada. . . . . . . . . . . . . . . 696.18. Margen de apagado con falla única de los distintos FOL. . . . . . . . . 726.19. Coeciente de reactividad por temperatura del refrigerante,a densidad

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

ciclo. Núcleo con 8 ECC. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 74

6.21. Coeciente de reactividad por temperatura del combustible a lo largodel ciclo. Núcleo con 8 ECC. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 75


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Índice de guras x

6.22. Coeciente de reactividad por vaćıo en el refrigerante a lo largo del ciclo.Núcleo con 8 ECC. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 76

6.23. Nivel de ujo térmico a principio y n de ciclo, en el núcleo con 8 ECC. 776.24. Nivel de ujo rápido a principio y n de ciclo, en el núcleo con 8 ECC. 786.25. Ubicación de las facilidades de producción de 99 Mo utilizadas para eva-

luación de ujos en el reector. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 796.26. Modelo de celda de la facilidad de irradiación de alto ujo. . . . . . . . 81


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Índice de tablas

1.1. Potencia, ujo neutrónico térmico y r ápido máximo y tipo de combus-tible, para distintos reactores de alta performance. . . . . . . . . . . . . 4

1.2. Incertezas utilizadas en los c álculos realizados con TERMIC. . . . . . . 9

2.1. Criterios de diseño adoptados en el presente trabajo. . . . . . . . . . . 143.1. Propiedades del U10Mo empleadas para los c álculos. . . . . . . . . . . 163.2. Propiedades relevantes del Zry-4 y del Al 6061. . . . . . . . . . . . . . 173.3. Valores adoptados para las principales variables del EC, incluido el

número necesario para P = 100 MW. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 243.4. Vericacíon de los criterios mecánicos y termohidráulicos, para q̈ m áx =

488 W/cm 2 . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 24

4.1. Estructura de grupos utilizada. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 254.2. Niveles de ujo neutrónico de referencia para distintos dispositivos ex-

perimentales. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 264.3. Niveles de ujo neutrónico de referencia para la producci ón de RI y eldopado de Si. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 26

4.4. Modelo notacional para obtener valores de ujo térmico. . . . . . . . . 264.5. Modelo notacional para obtener valores de ujo r ápido. . . . . . . . . . 264.6. Modelo notacional para obtener valores de ujo en las facilidades de

producción de 99 Mo. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 274.7. Propiedades de diferentes moderadores y reectores. . . . . . . . . . . . 274.8. Masa de 235 U a ingresar por ciclo y el número de EC que esta representa,

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

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

5.2. Factor de pico máximo, con y sin VQ. Núcleo con CG. . . . . . . . . . 415.3. Flujo térmico en las distintas PI, a principio y n de ciclo. Núcleo con

CG. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 435.4. Flujo rápido en las distintas PI, a principio y n de ciclo. Núcleo con CG. 435.5. Quemado de extracci ón para las diferentes cadenas de recambio de EC.

Núcleo con CG. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 465.6. Coeciente de reactividad por temperatura del refrigerante a principio

y n de ciclo, y valor máximo. Núcleo con CG. . . . . . . . . . . . . . . 47

5.7. Coeciente de reactividad por temperatura del refrigerante, variando sudensidad, a principio y n de ciclo, y valor máximo. Núcleo con CG. . . 48

xi


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Índice de tablas xii

5.8. Coeciente de reactividad por temperatura del combustible a principioy n de ciclo, y valor máximo. Núcleo con CG. . . . . . . . . . . . . . . 49

5.9. Coeciente de reactividad por vaćıo en el refrigerante a principio y nde ciclo, y valor máximo. Núcleo con CG. . . . . . . . . . . . . . . . . . 50

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

6.2. Vericacíon de los criterios termohidr áulicos, para q̈ m áx = 507 W/cm 2 . 596.3. Flujo térmico en las distintas PI, a principio y n de ciclo. Núcleo con

6 ECC. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 616.4. Flujo rápido en las distintas PI, a principio y n de ciclo.N úcleo con 6

ECC . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 616.5. Quemado de extraccí on para las diferentes cadenas de recambio de ECN.

Núcleo con 6 ECC. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 646.6. Comparaci ón entre el núcleo con cajas gúıa y el núcleo con 6 ECC. . . 646.7. Falla única con estrategia de recambio Out-In. N´ ucleo con 6 ECC. . . . 666.8. Indicadores de performance y seguridad obtenidos con distintos diáme-

tros y distribuciones axiales de alambres de Cd . . . . . . . . . . . . . . 706.9. Vericacíon de los criterios termohidr áulicos, para q̈ m áx = 514 W/cm 2 . 706.10. Coeciente de reactividad por temperatura del refrigerante, a densidad

constante, a principio y n de ciclo, y valor m áximo. Núcleo con 8 ECC. 726.11. Coeciente de reactividad por temperatura del refrigerante, variando su

densidad, a principio y n de ciclo, y valor máximo. Núcleo con 8 ECC. 736.12. Coeciente de reactividad por temperatura del combustible a principio

y n de ciclo, y valor máximo. Núcleo con 8 ECC. . . . . . . . . . . . . 746.13. Coeciente de reactividad por vaćıo en el refrigerante a principio y n

de ciclo, y valor máximo. Núcleo con 8 ECC. . . . . . . . . . . . . . . . 756.14. Flujo térmico en las distintas PI, a principio y n de ciclo. Núcleo con

8 ECC. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 776.15. Flujo rápido en las distintas PI, a principio y n de ciclo.N úcleo con 8

ECC. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 776.16. Flujo térmico máximo, mı́nimo y promedio, en las facilidades de pro-

ducción de 99 Mo. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 796.17. Factores que relacionan el ujo obtenido a nivel de n úcleo con el ujo

efectivo en cada cápsula de la facilidad de irradiación. . . . . . . . . . . 816.18. Flujo térmico en las c ápsulas dentro de los 3 tubos de la HFF. . . . . . 816.19. Comparaci ón entre el núcleo con cajas gúıa y el núcleo con 8 ECC . . . 82


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Caṕıtulo 1

Introducci´ on

1.1. Descripci´ on del trabajoEn este trabajo se desarrolla el dise ño conceptual de un reactor de investigación de

alta performance, con combustibles de UMo. El mismo se divide en 7 caṕıtulos, que sedescriben brevemente a continuací on.

Caṕıtulo 1, Introducci´ on: Se describe la organización del trabajo y se resu-men las ventajas de los combustibles de alta densidad y las caracteŕısticas dereactores de alta performance existentes. Adem´ as, se provee de un contexto parasu realización en INVAP S.E y se denen los objetivos del mismo. Por último, sedescriben las herramientas de cálculo utilizadas.

Caṕıtulo 2, Consideraciones de dise˜ no y deniciones iniciales: Se des-criben los par ámetros y caracteŕısticas generales de dise˜ no que fueron denidosinicialmente, y sobre los que se desarrolla el resto del trabajo. Además, se denenlos criterios de diseño neutr ónico, mecánico y termohidr áulico adoptados.

Caṕıtulo 3, Dise˜ no inicial del elemento combustible: Se describen lasvariables involucradas en el dise ño de un elemento combustible de tipo placasparalelas y el proceso utilizado para denir los valores que éstas adoptan.

Caṕıtulo 4, Consideraciones generales sobre el dise˜ no del núcleo: Se

adoptan niveles de referencia de ujo neutrónico y se estudian y denen ca-racteŕısticas de diseño del núcleo que resultan comunes a todas las variantesposteriormente analizadas.

Caṕıtulo 5, N´ ucleo con cajas gúıa y barras absorbentes de control comosistema de extinci´ on: Se diseña y analiza un n úcleo con un sistema de paradaimplementado con cajas gúıa y barras de control.

Caṕıtulo 6, N´ ucleo con elementos combustibles de control y barrasseguidoras como sistema de extinci´ on: Se diseña y analiza un n úcleo conelementos combustibles de control y barras absorbentes seguidoras como sistema

de apagado, con el objetivo de aumentar los márgenes de seguridad neutrónicaobtenidos con el sistema analizado en el Caṕıtulo 5, con el que se realiza unacomparaci ón.

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1.2 Combustibles de alta densidad 2

Caṕıtulo 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 densidadA partir de nales de la década de 1970, los riesgos de proliferación asociados al uso

de uranio de alto enriquecimiento (HEU) en reactores de investigaci´ on motiv ó la crea-ción del Programa de Reducci ón de Enriquecimiento para Reactores de Investigaci´ ony Ensayos (RERTR). Los objetivos fundamentales de este programa eran el desarrollode combustibles con uranio de bajo enriquecimiento (LEU) avanzados, el desarrollo deanálisis de diseño y seguridad para la conversi ón de reactores de investigaci ón, y eldesarrollo de blancos y procesos para la producci ón de Molibdeno-99 usando LEU [1].

La IAEA dene al LEU como “uranio enriquecido con menos del 20 % del isótopo235 U”. A su vez, clasica al LEU como material de uso indirecto , que se dene comomaterial que no puede ser usado para la producci´on de dispositivos nucleares explosivossin ser transmutados o enriquecidos.

Fundamentalmente en el marco del RERTR, se han desarrollado dise˜ nos de com-bustibles de alta y muy alta densidad con el objetivo de convertir a LEU reactorescon combustibles HEU, minimizando la pérdida de performance y las modicacionesnecesarias para la conversi ón.

Durante la década de 1990, se calic ó un combustible disperso basado en U 3 Si2 ,con una densidad de uranio de 4 ,8 gr/cm3, con el que la gran mayoŕıa de los reactorescon HEU fue convertida a LEU. Sin embargo, el grupo restante de reactores de altapotencia, que no pod́ıa convertirse usando este combustible sin pérdidas severas deperformance, motiv ó el desarrollo de combustibles de mayor densidad. Para la mayoŕıade estos reactores se requiere una densidad de 6 ,5 − 8,5 grU/cm3, aunque se estimaque algunos requeriŕıan densidades a´ un mayores, disponibles s ólo en diseños de com-bustibles como el UMo monoĺıtico, 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 m ás prometedores a ser calicados en un futuro cercano [4][5].

Figura 1.1: Densidad efectiva de uranio en distintos combustibles de reactores de investigaci´ on.


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1.3 Experiencia de INVAP S.E en dise˜ no y construcción de reactores de invesigaci´ on 3

Además de permitir la conversi ón de reactores existentes, los combustibles de altadensidad abren posibilidades en cuanto al diseño de nuevos reactores de investigaci ón 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 235 Upermite obtener ciclos de operación más prolongados, y mayor quemado de extracciónde los elementos combustibles (EC). En segundo lugar, porque pueden lograrse n´ ucleosmás compactos [6]. Dado que el ujo térmico es proporcional a la densidad de potenciapor unidad de masa de combustible, y el ujo rápido a la densidad volumétrica depotencia, esto hace que se obtengan mayores niveles de ujo [7].

1.3. Experiencia de INVAP S.E en dise˜ no y cons-trucci´ on de reactores de invesigaci´ on

INVAP S.E es una empresa argentina de tecnoloǵıa, creada en 1976, reconocidainternacionalmente como un proveedor ĺıder de reactores de investigaci´ on. A lo largode su historia, INVAP ha diseñado distintos reactores y facilidades de investigación,que pueden clasicarse de acuerdo a su potencia seg ún se muestra a continuación.

Facilidades subcŕıticas, que no pueden alcanzar criticidad.

Facilidades cŕıticas, de menos de 1 W.

Reactores de investigací on de baja potencia, normalmente de hasta 100 kW.

Reactores de investigací on de potencia intermedia, de menos de 10 MW.Reactores de investigací on de alta potencia, normalmente de 10 MW o más.

La última categoŕıa comprende facilidades principalmente dedicadas a la producci´ onde radioisótopos a gran escala y a la investigaci ón aplicada, para lo que se necesitandispositivos de irradiaci ón dentro y fuera del n úcleo del reactor. INVAP es, a nivelmundial, una de las empresas con más experiencia en el diseño y construcción 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 diseño de 100 MW.

El diseño de un reactor de 100 MW realizado por INVAP fue motivado por la

creciente demanda de reactores no sólo para la producci ón de radioisótopos para usosmédicos e industriales, sino también 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 dise ño de tipo tanque en pileta, levemente presurizado y con ujodescendente de refrigerante [ 8].

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

1.4. Reactores de investigaci´ on de alta performanceLos reactores de investigaci ón de alta performance son facilidades de alta potencia,

y alta densidad de potencia, en los que se alcanzan elevados niveles de ujo neutrónico,


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1.4 Reactores de investigaci´ on de alta performance 4

y que proveen numerosas posiciones de irradiaci ón para la realizaci ón de experimentosy la producción de radioisótopos.

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

Reactor Potencia [MW] Tipo decombustibleΦt ér máx

[1E14 n/cm 2 s]Φr áp máx

[1E14 n/cm 2 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, ujo neutr´ onico térmico y r´apido m áximo y tipo de combustible, paradistintos reactores de alta performance [9].

Además, en casi todos los casos, utilizan EC de diseño y fabricación complejos. Estoles permite, por un lado, obtener n´ucleos compactos o con geometŕıas complicadas quepermiten alcanzar altos niveles de ujo y, por otro, incluir trampas de ujo dentro delelemento combustible . Entre las complejidades que presentan se destacan:

HFIR

El núcleo se compone por un solo combustible circular de placas involutas separadaspor un canal de agua de ancho constante, y meat con concentraci´ on de uranio graduadaradialmente. Una fotograf́ıa del combustible se muestra en la Figura 1.2, en la que seobserva la trampa de ujo central.

Figura 1.2: Fotograf́ıa del EC del reactor HFIR.

ATR

Los combustibles del ATR son tipo placas paralelas soportadas por marcos forman-do un ángulo 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 ángulo


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formado por los marcos permite obtener un núcleo de geometŕıa muy compleja, con 4lóbulos independientes dentro de los que se posicionan facilidades de irradiación.

Figura 1.3: Esquema del EC del reactor ATR.

MURR

Los elementos combustibles del MURR est án conformados por placas curvas sopor-

tadas por marcos formando un ángulo de 45◦

. Este ángulo permite obtener un núcleoperfectamente circular, con una región central para posicionar facilidades de irradia-ción. Se determin ó 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 sección 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 irradiaci ón. La sección de este combustible puedeverse en la Figura 1.5.


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

NBSR

Los elementos combustibles del NBSR son de tipo placas y la regi ón central de losmismos no tiene combustible, lo que permite tener un pico en el ujo neutr´ onico 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 regi´ on central sin combustible.

OSIRIS

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


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1.5 Objetivos del trabajo 7

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

1.5. Objetivos del trabajo

El objetivo de este trabajo es dise ñar de forma conceptual, y cubriendo aspectosneutr ónicos y termohidr áulicos, el núcleo de un reactor de investigaci ón de alta perfor-mance con combustibles de UMo.

El reactor dise ñado debe alcanzar niveles de ujo comparables a los que se muestranen la Tabla 1.1, pero con un combustible LEU de tipo placas, de secci ón cuadrada. Estarestricci ón, si bien limita la performance obtenible, permite aprovechar la experienciade INVAP S.E en el dise ño, cálculo y construcci ón de este tipo de combustibles.

Además, el reactor debe tener numerosas posiciones de irradiación, dentro y fueradel núcleo, en las que se puedan ubicar diversos dispositivos experimentales y facilidadesde producción de radioisótopos.

1.6. Descripci´ on de la ĺınea de cálculo utilizada

1.6.1. Cálculos neutr´ onicosEn el presente trabajo se hizo uso de la ĺınea de c álculo neutr ónico de INVAP S.E.

INVAP utiliza un paquete de software propio para dise˜ nar y optimizar reactores deinvestigación, reactores para la producción de radioisótopos y reactores de potencia.Este paquete de software incluye:

CONDOR , un código de celda que realiza cálculos neutr ónicos de elementoscombustibles de reactores nucleares y produce sets de datos, como las seccionesecaces, condensadas y homogeneizadas, que son luego usadas en c álculos denúcleo.

CITVAP , un código de núcleo que realiza cálculos neutrónicos dependientesdel quemado, calculando distintos par´ ametros nucleares asociados a diferentesestados del reactor. Como motor de cálculo utiliza el código CITATION.

HXS , un administrador de bibliotecas que permite vincular el c´ odigo de celda conel de núcleo, permitíendole al usuario crear o modicar bibliotecas de seccionesecaces para ser usadas en el cálculo de núcleo.

POSCON y FLUX , dos postprocesadores gr ácos que permiten visualizar, demanera r ápida y sencilla, los resultados obtenidos con el c álculo de celda y núcleo,respectivamente.


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1.6 Descripci ón de la ĺınea de cálculo utilizada 8

HGEO , una utilidad que permite generar la geometŕıa a ser utilizada en elcálculo de núcleo. Cuenta con un postprocesador gráco que permite visualizarla geometŕıa en cuestión y las propiedades asignadas a cada regi ón de la misma.

Los programas m ás relevantes de la ĺınea de c álculo neutr ónico de INVAP S.E semuestran en la Figura 1.8 [10].

Figura 1.8: Lı́nea de c álculo neutrónico de INVAP S.E

1.6.2. Cálculos termohidráulicosPara los cálculos termohidr áulicos realizados en el presente trabajo se hizo uso del

código TERMIC (a través de la interfaz gráca TEMPLATE ), desarrollado por


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1.6 Descripci ón de la ĺınea de cálculo utilizada 9

INVAP S.E y basado en TERMIC 1G, desarrollado por la CNEA. TERMIC permitecalcular distintos parámetros termohidráulicos a lo largo de un canal de refrigeraciónde un elemento combustible, aśı como los m árgenes a distintos fen ómenos crı́ticos,haciendo uso de correlaciones y modelos anaĺıticos.

Si bien las ĺıneas de cálculo neutr ónico y termohidr áulico están integradas, ya queCITVAP contiene a TERMIC, se utilizaron por separado en el presente trabajo porqueesto resulta conservativo.

TERMIC permite incluir incertezas en distintos par´ ametros relevantes, y en lascorrelaciones que utiliza. Las incertezas utilizadas, para todos los c´ alculos realizadosen este trabajo, se muestran en la Tabla 1.2.

El código utiliza dos correlaciones distintas para calcular los márgenes a cada unode los fenómenos cŕıticos, que son desarrollados en la secci ón 2.4, en el canal caliente .Para vericar los criterios termohidráulicos se utilizó, en todos los casos, la correlacióncon menor margen.

Parámetro IncertezaTemperatura de entrada 0 ,5 ◦ C

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

Área activa 5 ,0 %Área del canal 5,0 %

Velocidad de refrigerante 10 ,0 %Homogeneidad del uranio 8 ,0 %

Espesor del meat 10,0 %Correlaci ón de transferencia de calor 10,0 %

Presi ón de contención 0,0 %Nivel de pileta 0,0 %

Coeciente de fricción 5,0 %Coeciente de pérdida de forma 5 ,0 %

Correlaci ón de ONB 10,0 %Correlaci ón de DNB 0,0 %Correlaci ón de RD 6,0 %

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

Tabla 1.2: Incertezas utilizadas en los c´ alculos realizados con TERMIC [11].


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Caṕıtulo 2

Consideraciones de dise˜ no ydeniciones iniciales

2.1. ObjetivoEste caṕıtulo tiene como objetivo, en primer lugar, describir los par´ ametros o ca-

racteŕısticas generales de diseño que fueron denidos inicialmente, y sobre los cuales sedesarroll ó el resto del trabajo. A su vez, el segundo objetivo de este caṕıtulo es describirlos distintos criterios de dise ño, neutr ónicos, mecánicos y termohidr áulicos adoptados.Algunos de éstos surgen de requerimientos regulatorios o de consideraciones sobre laseguridad del reactor, mientras que otros denen un mı́nimo aceptable de performance.

2.2. Deniciones inicialesTeniendo en cuenta el objetivo de dise ñar un reactor de alta performance con com-

bustibles de UMo, resulta necesaria la denición inicial de algunos par ámetros deldiseño.

Potencia

Se jó la potencia del reactor en 100MW. Se consider ó, a priori, que este nivel depotencia es suciente para poder alcanzar los niveles de ujo neutrónico esperables en

este tipo de reactores, necesarios para satisfacer requerimientos experimentales y deproducción de radioisótopos, que son analizados en mayor detalle en la secci ón 4.1.

Refrigeraci´ on

Se decidió usar agua liviana como refrigerante. Para el nivel de potencia denido,y si se quiere diseñar un n úcleo relativamente compacto, resulta necesaria una levepresurizaci ón para tener m árgenes sucientemente grandes a distintos fen´ omenos ter-mohidr áulicos cŕıticos. Es por esto que se opt ó por un reactor de tipo tanque en pileta.

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

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2.3 Criterios neutr´ onicos 11

ingreso al núcleo, ya que éstas son insertadas en la misma dirección que la de circulacióndel refrigerante.

En el presente trabajo no se analizó ningún transitorio asociado a la inversión decaudal necesaria para alcanzar el modo de refrigeración por convección natural. Sinembargo, se consideŕo que esto no limita la viabilidad del dise ño, ya que la mayoŕıa delos reactores de este tipo utiliza caudal descendente [ 5].

Dado que la localizacíon del reactor no est á denida, se opt ó por jar la temperaturade refrigerante a la entrada del núcleo en 37 ◦ C .

Tipo de elemento combustible

Se decidió utilizar combustibles de tipo placas paralelas, de sección cuadrada de80,5 mm de lado, que INVAP ya ha utilizado en numerosos diseños. Esto permiteaprovechar al m áximo tanto la experiencia de INVAP como las herramientas de software

alĺı desarrolladas, algunas de las cuales se encuentran optimizadas para este tipo decombustible. Un ejemplo de esto último es la interfaz gr áca TEMPLATE, que permiterealizar cálculos termohidr áulicos de elementos combustibles tipo placa con el c ódigoTERMIC.

2.3. Criterios neutr´ onicosTomando como referencia los requerimientos y recomendaciones de la ARN, se

adoptaron los siguientes criterios [12][13]:

El coeciente de reactividad global por potencia debe ser negativo. Que los coe-cientes de reactividad parciales sean negativos es condición suciente para cumplireste requerimiento. Luego, por simplicidad de cálculo, se exigió que los coecien-tes de reactividad por temperatura, tanto del combustible como del refrigerante,y por vaćıo en el refrigerante, fueran negativos.

El margen de apagado debe ser, en módulo, mayor que 3000 pcm.

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

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

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

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

Longitud del ciclo de operación de, como mı́nimo, 26 dı́as a plena potencia (FPD).

Sumado a esto, para cumplir con los objetivos de utilización del reactor, que son laproducción de radioisótopos y la irradiaci ón de dispositivos experimentales, son nece-sarios determinados niveles de ujo térmico y rápido. En consecuencia, se jaron lossiguientes criterios:


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2.4 Criterios termohidráulicos 12

Flujo térmico máximo en una posición de irradiaci ón dentro del n úcleo superiora 4E14 n/cm 2 s.

Flujo r ápido máximo en una posición de irradiaci ón dentro del núcleo superior a2E14 n/cm 2 s.

Estos niveles de ujo son los que se deben superar para que el diseño se considereaceptable, pero no representan los niveles objetivo, que se detallan en la sección 4.1.

Por último, se consider ó:

Factor de pico (FP) menor o igual a 3,3. Este es el valor usado para realizar eldiseño termohidr áulico de forma desacoplada del neutrónico.

2.4. Criterios termohidráulicosPara poder asegurar, en todo momento, la adecuada refrigeraci´ on del reactor, se

debe garantizar que no se alcanzan los denominados fen´ omenos crı́ticos , que dan lugara la crisis de ebullición. Los fenómenos t́ıpicamente analizados en reactores tipo MTRson la redistribuci ón de caudal (RD) y el apartamiento de la ebullición nucleada (DNB)[11][14]. Con este objetivo se adoptaron, seg ún experiencia de INVAP, y para el diseñoen estado estacionario, los siguientes criterios y sus respectivos márgenes:

Margen a la redistribución: el cociente entre la potencia que lleva a la redistribu-ción (P RD ) y la potencia del canal caliente ( P m áx ) debe ser, como mı́nimo, 1,8.Es decir,

RDR = P RDP m áx

≥ 1,8 (2.1)

Margen al apartamiento de la ebullición nucleada: el cociente entre el ujo decalor que lleva al DNB (q DN B ) y el ujo de calor máximo (q m áx ) en el canalcaliente debe ser mayor o igual a 1,8. Es decir,

DNBR = q DN Bq m áx

≥ 1,8 (2.2)

Por otra parte, un fenómeno termohidr áulico también considerado es el comienzode la ebullición nucleada (ONB). El ONB no constituye un fenómeno cŕıtico destruc-tivo, pero puede anticipar su aparición y, adem ás, produce inestabilidades en el ujoneutr ónico [11][14]. En consecuencia, y de acuerdo a la normativa de la ARN, se de-nió el siguiente criterio:

Margen al comienzo de la ebullición nucleada: el cociente entre el ujo de calorque da lugar al comienzo de la ebullición nucleada ( q ON B ) y el ujo máximo enel canal caliente debe ser mayor o igual a 1,2. Es decir,

ONBR = q ON B

q m áx≥ 1,2 (2.3)

Finalmente, para poder trabajar en el dise˜ no termohidr áulico de manera independientedel diseño neutr ónico del núcleo, se asumió:


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2.5 Criterios mecánicos 13

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

2.5. Criterios mecánicosLa velocidad máxima del refrigerante ( V m áx ) a través de los canales combustibles

debe ser menor a la velocidad cŕıtica de refrigerante ( V c). La V c es la velocidad a partirde la cual, en reactores con EC tipo placas paralelas, se produce una diferencia depresión entre canales vecinos capaz de producir deformaciones en las placas combusti-bles. Esto puede llevar a la obstrucci ón parcial o total de un canal y, en consecuencia,a que se alcancen los fenómenos crı́ticos. Para evitar que esto suceda, y siguiendo larecomendaci ón del OIEA, se adopt ó como criterio de diseño

V m áxV c ≤

23 (2.4)

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

2.6. Resumen de los criterios de dise˜ noLos criterios de diseño desarrollados se resumen en la Tabla 2.1.


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2.6 Resumen de los criterios de dise˜ no 14

Indicador CriterioCoecientes de reactividad < 0

Margen de apagado < − 3000 pcmFalla única < − 1000 pcm

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

Longitud de ciclo > 26 FPDFactor de pico ≤ 3,3Φt érmico en PI > 4E 14 n/cm

2 s

Φr ápido en PI > 2E 14 n/cm2

sRDR ≥ 1,8DNBR ≥ 1,8ONBR ≥ 1,2V m áx

V c≤

23

Espesor del cladding > 0,37

Tabla 2.1: Criterios de dise ño adoptados en el presente trabajo.


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Caṕıtulo 3

Dise ño inicial del elementocombustible

3.1. Diseño mecánico y elecci´ on de materialesComo se explicó en la sección 2.2, se tomó como base para el diseño a un elemento

combustible MTR estándar, de tipo placas, de sección cuadrada de aproximadamente80,5 mm de lado. Éste est á conformado por delgadas placas combustibles paralelassoportadas por dos marcos, generalmente de aluminio. Las placas combustibles tienenuna regi ón central (meat) con is ótopos f́ısiles, y un envainado (cladding) que otorgaintegridad estructural e impide la liberaci´ on de los distintos productos de si ón. Lasplacas est án separadas por un canal (gap) por donde circula el refrigerante. En la Figura

3.1 se muestra un esquema de la sección transversal de uno de estos combustibles.En base a la experiencia en la fabricación de este tipo de combustible, se decidi ó jar

el ancho de los marcos en 5 mm y el ancho del meat (Ameat ) en 65 mm.

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

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3.1 Dise ño mecánico y elecci´ on de materiales 16

3.1.1. Material del meatLos esfuerzos por calicar combustibles de UMo se han canalizado en dos ĺıneas

de desarrollo paralelas: la de meat disperso, impulsada fundamentalmente por Francia,

y la de meat monoĺıtico, con EEUU como promotor principal. Esta segunda opci´ ontiene como motivaci ón primordial la conversi ón 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 campa ñas de irradiaci ón de placas con meat de UMo disperso han evi-denciado que una de sus principales limitaciones es la interacción entre las partı́culasde UMo y la matriz de aluminio. La zona de interacci ón UMo-Al tiene menor conduc-tividad térmica, lo que resulta en mayores temperaturas que favorecen la interdifusi´ on,que da lugar al swelling.

Entre las medidas tomadas para mitigar este efecto se encuentran la inclusi´ on de

Si en la matriz, y el recubrimiento de las part́ıculas combustibles con Si/ZrN, quelograron mejorar el comportamiento bajo irradiaci´ on. Sin embargo, incluso con estasmodicaciones, se encontr ó que las placas presentan un swelling r ápido a partir de unquemado de 60 % at 235 U, aproximadamente [ 2].

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

Otra soluci ón ensayada fue el uso de cladding de Zircalloy, que tuvo excelente desem-peño en la experiencia RERTR-7, en la que la zona de contacto entre el meat y elcladding no present ó formación de burbujas. No hay razones que indiquen que con estasolución no se obtengan, a mayores quemados, resultados como los obtenidos con labarrera de interdifusión de Zr.

Por estas razones, si bien los combustibles dispersos pueden presentar buen com-portamiento en reactores de ujo medio, es poco probable que puedan ser usados enreactores de alto ujo [4]. En consecuencia, en este trabajo se decidi ó utilizar la variantemonoĺıtica que, además, 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 decidi ó utilizareste material para el meat del presente diseño. Las propiedades relevantes del U10Mose muestran en la Tabla 3.1, para el enriquecimiento de 19,75 Wt % 235 U adoptado.

Propiedad ValorDensidad [g/cm 3 ] 17,145

Conductividad térmica [w/m k] 17

Tabla 3.1: Propiedades del U10Mo empleadas para los c´ alculos [16].


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3.1 Dise ño mecánico y elecci´ on de materiales 17

3.1.2. Material del claddingComo se discutió en 3.1.1, una de las opciones analizadas para reducir la interac-

ción meat-cladding en los combustibles monoĺıticos fue el uso de Zircalloy. Placas con

cladding de Zry-4, fabricadas por la CNEA, fueron ensayadas en el ATR, demostrandoexcelente comportamiento [ 17].

Además, el Zircalloy forma una na capa de óxido estable, mientras que la capade óxido 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 óxido es aproximadamente 10 veces menor que la delmetal, el fenómeno se realimenta positivamente, ya que se produce un aumento en latemperatura que incrementa la velocidad de corrosi´ on [11][18]. Esto fue observado enel experimento AFIP-6, que teńıa como objetivo evaluar las condiciones de operaci´ onmás exigentes para los combustibles de UMo monoĺıtico LEU de mayor densidad de

potencia. La experiencia tuvo que ser interrumpida por la liberaci´ on de productos desión, causados por la falla de las placas como resultado de la excesiva temperaturaocasionada por una capa de óxido de hasta 240 micrómetros [15].

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

El aluminio, sin embargo, tiene una conductividad térmica aproximadamente 8veces mayor que la del Zircalloy. Debido a esto, la temperatura del meat es signicati-vamente mayor si el cladding es de este último material, si es que el espesor de la capade óxido discutida anteriormente se mantiene controlado. Dado que el coeciente dereactividad por temperatura del combustible debe ser negativo, esta situaci´ on implicauna reducci ón en la reactividad. No obstante lo cual, la disminución en la reactividad seve contrarrestada con la reducción de absorciones par ásitas en el cladding de Zircalloy,ya que éste tiene una secci ón ecaz de absorción macroscópica, en el rango térmico, deaproximadamente la mitad que la del aluminio.

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

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

Ratio de Poisson 0,37 0,33Densidad [g/cm 3 ] 6,56 2,7

Conductividad térmica [W/mK] 21,5 180Sección ecaz térmica [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 marcoSe decidió utilizar aluminio (Al 6061) para el marco ya que, por sus buenas propie-

dades mecánicas y baja absorci ón neutr ónica, éste es el material usado más frecuen-temente con tal n. Se consider ó que usar Zircalloy haŕıa que el EC fuera poco viable


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3.2 Dise ño neutrónico y termohidráulico 18

económicamente.

3.1.4. Placas curvasLa velocidad cŕıtica de refrigerante ( V c) para el caso de placas planas paralelas

est á dada por

V c = 15gEa 3 hρb4 (1 − ν 2 )

1 / 2

, (3.1)

donde g es la aceleración gravitatoria, E y ν el módulo 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 n de estimar la velocidad cŕıtica, en el presente trabajo se consider´ o que laplaca est á 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 enconsideraci ón, se obtuvo V c = 12 m/s. Considerando el criterio denido por ( 2.4), lavelocidad máxima admisible de refrigerante es V m áx = 8 m/s. En base al análisis deotros reactores de caracteŕısticas similares se concluy´ o que esta velocidad es insucientepara lograr una refrigeración adecuada.

La velocidad cŕıtica de refrigerante para combustibles con placas levemente cur-vas (V curvc ) se relaciona con la obtenida para placas planas a trav́es de un factor Rcpdependiente de la geometŕıa, según

V curvc = RcpV c (3.2)

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

Rcp =c2 α 2

15α 2(1 −

5α42

) + 1 − 9α 2

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 V m áx = 38 m/s , esdecir, casi 4 veces superior a la obtenida para placas planas.

En consecuencia, se decidió utilizar placas curvas con un radio de curvatura de 14cm, ya que con esta geometŕıa se obtuvo una velocidad máxima admisible satisfactoria.

Si bien asumir que la placa est á compuesta ı́ntegramente por Zry-4 no es conserva-dor, se consideró que esta aproximaci ón es válida ya que las velocidades luego utilizadasson mucho menores a 38 m/s, siendo esto un resultado de la sección 3.2. Por esto nose consideró necesario realizar un modelo más detallado.

3.2. Diseño neutr´ onico y termohidráulicoPara el dise ño del elemento combustible, y dado que el n úcleo no se encontraba

denido en esta etapa, los c álculos neutr ónicos necesarios fueron realizados a nivelde celda. Los resultados aśı obtenidos, junto a los de los c álculos termohidr áulicos,permitieron denir las distintas variables de dise˜ no involucradas.


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3.2.1. Modelo de celdaSe aprovechó la simetŕıa que presenta el elemento combustible para hacer un modelo

de celda de media placa. Esto permite reducir fuertemente el tiempo de c´ alculo frente

a alternativas como modelar un cuarto del EC, o el elemento entero. La diferencia eneste tiempo se acent úa si se desea utilizar un mallado no.

Para poder conservar las masas de los distintos componentes del elemento combus-tible fue necesario incluir más agua de la que en realidad hay en el canal refrigerante.Esto se debe a que los elementos combustibles est án separados entre si por 1 mm, pordonde también 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 encuesti ón se incluyó 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 cálculo de este tipo de combustibles indica queel error en reactividad en el que se incurre al modelar media placa, conservando lasmasas, es poco signicativo para el presente trabajo de diseño.

3.2.2. Espesor del meatEn las diversas campa ñas de irradiaci ón realizadas para avanzar hacia la calicación

de los combustibles de UMo monoĺıtico, los espesores de meat m ás ensayados est áncomprendidos entre 0.2 mm y 0.3 mm, siendo este último el máximo espesor irradiado[22]. En consecuencia, se decidió 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 operaci´ on del reactor de mayorduraci ón. Sin embargo, dicho aumento en espesor tiene aparejada una reducci´ on enel ujo térmico de neutrones. Dado que ésta es una de las principales magnitudes amaximizar, se decidi ó tomar inicialmente emeat = 0,2 mm.

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

En consecuencia, se vericó que éste fuera el caso para emeat = 0,2 mm y espesorde gap en el rango de interés, cuyo ĺımite superior de 3 mm surge de buscar una alta


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densidad de potencia. En la Figura 3.3 se muestra el factor de multiplicación efectivo(K eff ), en función del espesor del gap, y se observa que el combustible se encuentra,efectivamente, submoderado.

Figura 3.3: K ef f en función del espesor del gap, para emeat = 0 ,2 mm.

3.2.3. Variables utilizadas para el dise˜ no del ECEn esta etapa del dise ño, el objetivo fundamental es obtener un núcleo compac-

to, para alcanzar mayores niveles de ujo neutrónico. Habiendo denido el espesordel meat, las restantes variables de diseño utilizadas para alcanzar este objetivo sedescriben a continuaci ón.

N úmero de placas por EC ( N placas ) y espesor del gap ( egap )

Aumentar el n úmero de placas incrementa el área de transferencia de calor delEC, por lo que reduce el número de EC necesarios para alcanzar determinado nivel depotencia. Sin embargo, dado que las dimensiones externas de la sección transversal delEC est án jas, aumentar N placas también implica una reducci´ on en el espesor del gap.

Por otro lado, aumentar egap aumenta la reactividad del combustible, ya que éstese encuentra submoderado. Además, permite obtener mayor densidad supercial depotencia. Esto último es cierto sólo hasta cierto punto, a partir del cual un aumento en

el espesor del canal no mejora las condiciones de refrigeración. Nuevamente debido alas restricciones en la dimensi ón externa del EC, aumentar egap implica una reducci ónen N placas .


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En consecuencia, estas variables están ı́ntimamente relacionadas, y el valor queadoptan surge de un compromiso entre reactividad y volumen del n´ ucleo.

Altura activa del n´ ucleo ( H )El aumento de H incrementa el área total de transferencia de calor, pero trae

aparejado una reducción en el margen a la redistribuci ón, ya que aumenta la pérdidade carga en el canal. Por lo tanto, alturas mayores aumentan el ´ area de transferencia,pero reducen ujo calórico admisible. Para denir H se procuró minimizar el númerode elementos combustibles necesarios para alcanzar el nivel de potencia deseado.

Presión de refrigerante a la entrada del n´ ucleo ( P in ) y velocidad de refrige-rante ( V ref )

Denida la geometŕıa del EC, P in

y V ref

pueden ser ajustados para cumplir losrequerimientos termohidráulicos; es decir, para cumplir con los márgenes denidospara los fenómenos crı́ticos.

La variaci ón de los márgenes a los fenómenos cŕıticos, 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 m´ aximo local como funciónde la velocidad de refrigerante. Esta situación se dio en todos los casos analizados y esdebido al sentido de circulaci ón descendente.

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

Los márgenes a los fenómenos cŕıticos crecen mon ótonamente con el aumento de lapresión de entrada del refrigerante. Esto puede observarse en la Figura 3.5, en dondese muestra el RDR y el DNBR en funci ón de P in , para un caso representativo.

En consecuencia, el lı́mite inferior para P in está dado por los requerimientos termo-hidr áulicos, mientras que el ĺımite superior por el signicativo aumento del costo que


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

conlleva incrementar la presurización del sistema. Por esto se procur ó 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 secci ón3.1.4, utilizar placas levemente curvas aumenta notablemente la velocidad m´ axima ad-misible, siendo ésta muy superior que las necesarias para refrigerar el n´ ucleo ya quevalores t́ıpicos rondan los 15 m/s. Esto se verica 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 parásitas en el mismo, aunque este efecto esmucho menos notorio con cladding de Zry-4 que de aluminio.

Entonces, la consecuencia inmediata más relevante de la variaci ón de ecladd es lavariación de egap , si el resto de las variables se mantienen jas. Lo ideal desde el punto devista neutrónico es reducir ecladd lo más posible, pero esto tiene limitaciones pr ácticas.Una de ellas es es lı́mite inferior de 0.37 mm que surge del proceso de fabricación. Otra,que en este caso resulta m ás restrictiva, surge de considerar un mı́nimo espesor parala placa combustible.

Las únicas dos placas combustibles con meat monoĺıtico y cladding de Zry-4 irra-diadas, fueron fabricadas con espesores de 0,99 mm y 1,01 mm [23]. Además, no seencontr ó en la literatura experiencia en la operación de combustibles con placas de es-pesores signicativamente menores. Por esto es que, en este trabajo, no se consideraronplacas de menos de 0,95 mm. Esto arro ja una cota mı́nima para el espesor del claddingde 0,375 mm, para emeat = 0,2 mm.


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3.2.4. Denici´ on de las variables y vericaci´ on de los criteriosmecánicos y termohidráulicos

Por la interdependencia de las variables involucradas, el proceso de dise˜ no del ele-mento combustible, que se describe a continuación, es iterativo y de prueba y error.

Primero, se modicaron las variables de dise ño, teniendo en cuenta las conside-raciones y criterios desarrollados en la secci ón 3.2.3 . Con los valores ası́ denidos, secalculó el ujo máximo de calor (q̈ m áx ), tal que se vericaran los criterios termohidráuli-cos. Luego, con el ujo y la geometŕıa obtenidos, y el nivel de potencia y factor de picodenidos inicialmente, se calcul ó el número de elementos combustibles necesarios. Serepiti ó el proceso hasta obtener, nalmente, una cantidad de EC satisfactoria. Esto seesquematiza en la Figura 3.6, en la que además se muestran los par ámetros denidascon anterioridad.

Figura 3.6: Esquema simplicado del proceso de dise˜ no del EC.

Este proceso dio como resultado los valores que se muestran en la Tabla 3.3. Severicó que se cumplieran todos los requerimientos mecánicos y termohidr´ aulicos, quese resumen en la Tabla 3.4.

Para los c álculos termohidr áulicos realizados, se consideró un perl de potencia

coseno truncado , con una longitud extrapolada de 8 cm.


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Variable ValorN placas 23

H 80 cmP in 8,5 barT in 37

◦ CV ref 14 m/segap 2,55 mm

ecladd 0,375 mmemeat 0,2 mmAmeat 65 mm

Rcurvatura 140 mmN o EC 28q̈ m áx 488 W/cm

2

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

Indicador Valor RequerimientoDNBR 1,96 ≥ 1,8

RDR 1,86 ≥ 1,8ONBR 1,28 ≥ 1,2V max

V c14 m/ s55 m/ s

= 0,255 ≤ 23

ecladd 0,375 mm ≥ 0,37 mme placa 0,95 mm ≥ 0,95 mm

Tabla 3.4: Vericaci ón de los criterios mec ánicos y termohidr´aulicos.


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Caṕıtulo 4

Consideraciones generales sobre eldise ño del núcleo

4.1. Posiciones de irradiaci´ onComo se discutió en la sección 1.4, la nalidad de los reactores de investigaci ón

de alta performance es la producción de distintos radiois´ otopos, y la irradiaci ón defacilidades experimentales. Para algunos de estos objetivos, es indispensable que existanposiciones de irradiaci ón (PI) dentro del n úcleo (In-Core), mientras que otros puedenalcanzarse con posiciones fuera del mismo (Ex-Core).

Para denir el n úmero de PI a incorporar en el n úcleo se tomó como referencia laexperiencia de INVAP en propuestas de diseño de reactores de estas caracteŕısticas. Se

decidió incorporar 7 PI térmicas y 2 PI rápidas, In-Core.En la Tabla 4.1 se muestra la estructura de grupos de enerǵıa utilizada para con-

densar las secciones ecaces, que es la que fue usada para la validaci ón de la ĺıneade cálculo neutr ónico de INVAP. En este trabajo se consider´ o que los ujos rápido ytérmico son los correspondientes a los grupos 1 y 3, respectivamente, de dicha tabla.

Además, se denieron niveles de ujo de referencia que se muestran en la Tabla 4.2para los dispositivos experimentales, y en la Tabla 4.3 para las facilidades de produc-ción de radioisótopos. A diferencia de los denidos en la sección 2.3, estos niveles noson prescriptivos. Sin embargo, en la medida de lo posible, se busc ó alcanzarlos paraaumentar las posibilidades de uso del reactor.

Para evaluar el nivel de ujo en las posiciones de irradiaci ón In-Core se utilizaronmodelos notacionales, cuyas especicaciones se incluyen en la Tabla 4.4 y la Tabla 4.5,para evaluar ujo térmico y rápido respectivamente. Para evaluar el nivel de ujo enlas facilidades de producci ón de 99 Mo se utilizó el modelo denido en la Tabla 4.6.

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

3 < 6,25E-1

Tabla 4.1: Estructura de grupos utilizada.

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4.1 Posiciones de irradiaci´ on 26

Facilidad deIrradiaci´ on (FI)

Flujo neutr´ onico

Nivel [1E14 n/cm 2 s] Rango energéticoRápido Térmico

FI de alto ujo r ápido 2,5 XFI de ujo rápido medio 0,1-0,4 XFI de alto ujo térmico 5 X

FI de ujo térmico medio 2,5 XRampa combustible LWR 2,5 X

Base combustible LWR 1 XLoop de He 1 X

Loop de metal ĺıquido 3 XLoop de agua 2,5 X

Tabla 4.2: Niveles de ujo neutr ónico de referencia para distintos dispositivos experimentales.

Facilidad deIrradiaci´ on

Flujo neutr´ onico

Nivel [1E14 n/cm 2 s] Rango energéticoRápido TérmicoMolibdeno (99 Mo) 1 X

Gran cantidad ( 192 Ir, 89 Sr) 2 XPeque ña cantidad( 177 Lu, 153 Sm) 2 X

Muy alto ujo ( 75 Se, 188 W) 10 XCobalto( 60 Co) 0,5 X

Dopado de silicio 0,1 X

Tabla 4.3: Niveles de ujo neutr ónico de referencia para la producci´ on de RI y el dopado deSi.

Di ámetro [cm] Posici´on axial Material Densidad [g/cm 3 ]Z t = 1/ 3 de la altura activa< 1,55 − Z t < Z < Z t C puro 1,6< 1,8 − Z t < Z < Z t B-10 puro 0,03

< 4,25 − Z t < Z < Z t Aluminio 2,7< 7,4 − Z t < Z < Z t H2O 1,0> 7,4 Altura completa Aluminio 2 ,7< 7,4 Z < − Z t H2O 1,0< 7,4 Z > Z t H2O 1,0

Tabla 4.4: Modelo notacional para obtener valores de ujo térmico.

Di ámetro [cm] Posicí on axial Material Densidad [g/cm 3 ]< 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 ujo r´ apido.


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4.2 Reectores 27

Di ámetro [cm] Posición axial Material DensidadZ t = 5/ 12H < 2,0 − Z t < Z < Z t H2O 1,0< 3,0 − Z t < Z < Z t Al 2,7

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

< 4,156 − Z t < Z < Z tAl

235 U238 U

5,50001022 at/cm 3

2,1175102 at/cm 3

2,09941020 at/cm 3

< 4,23 − Z t < Z < Z t Al 2.7< 6,0 − Z t < Z < Z t H2O 1,0

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

Tabla 4.6: Modelo notacional para obtener valores de ujo en las facilidades de producci´ on de99 Mo

4.2. ReectoresComo el reactor a diseñar es de tipo tanque en pileta, existe una distinci´ on entre

el reector que se encuentra entre el n úcleo y el tanque, y el reector fuera del tanque.Dentro del tanque, sólo puede considerarse el uso de un reector sólido, un cuerpode relleno de aluminio para no penalizar el ujo fuera del mismo, o agua liviana ensu defecto. Esto se debe a que no hay forma de evitar que un ĺıquido se mezcle conel refrigerante, que es agua liviana. En cambio, fuera del tanque, pueden considerarsetanto reectores lı́quidos como sólidos. En la Tabla 4.7 se muestran las propiedades delos materiales m ás usados como reector.

Las caracteŕısticas fundamentales que debe tener un reector, para que cumplasatisfactoriamente la función de mejorar la econoḿıa de neutrones, son poseer unasección ecaz macroscópica de absorción baja, y una de scattering alta. Esto permite

Propiedad Agua Agua pesada Berilio GratoA 18 20 9 12

ρ [g/cm 3 ] 1,00 1,10 1,85 1,70Σ t érs [m

− 1 ] 345 45 76 41Σ t éra [m

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

Σ epis [m− 1 ] 140 35 75 41

τ [m2 ] 0,0027 0,013 0,010 0,037

Tabla 4.7: Número m ásico A, densidad ρ, sección ecaz de scattering térmica Σ t érs y epitérmicaΣ epis , sección ecaz de absorci ón térmica Σ t éra , decremento logarı́tmico medio ξ , y edad delneutrón a térmico, para diferentes reectores o moderadores [24].


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4.3 Geometŕıa del n´ ucleo 28

minimizar las absorciones y maximizar el n úmero de neutrones que reingresan al núcleo.Además, debe tener bajo n úmero másico, para que contribuya a la moderación.

En el presente dise ño se decidió utilizar agua pesada como reector fuera del tanque,ya que esto permite tener mayor exibilidad al momento de posicionar las facilidadesde irradiaci ón Ex-Core. Dentro del tanque, por otra parte, se contempl´ o la posibilidadde usar grato o berilio.

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

Sumado a esto, en cálculos posteriores se comprobó que con berilio la reactividaden exceso se ve incrementada en aproximadamente 1000 pcm respecto a la obtenidacon grato.

Por estas razones, se decidi ó utilizar berilio como reector dentro del tanque.

4.3. Geometŕıa del n´ ucleoPara posicionar los 28 EC, las 7 PI térmicas y las 2 PI rápidas, se utiliz ó una

grilla regular con una separaci ón entre posiciones adyacentes de 81,5 mm. Esto dejaun huelgo de 1 mm entre EC o PI, por donde circula refrigerante.

Se procuró obtener una geometŕıa que permitiera reducir al m´ aximo el diámetro deltanque. Esto permite obtener mayores ujos en el reector fuera del mismo y, adem´ as,reduce los costos asociados a su fabricación.

Con respecto a la ubicaci ón de las PI, se decidió, en primer lugar, incorporar unaPI térmica en el centro del reactor. Esto tiene como objetivo poder alcanzar nivelesde ujo térmico mayores que 5 E 14 n/cm 2 s , y aśı aumentar el rendimiento de laproducción de radioisótopos como el 75 Se y el 188 W. Las PI restantes se posicionaronde manera de obtener niveles de ujo 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 ésta pueden verse las 7 PI térmicas (circulares), y las 2 PI r´ apidas, ubicadasinicialmente en los extremos izquierdo y derecho del n úcleo, en la ĺınea central.

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


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4.4 Estrategia de recambio de elementos combustibles 29

Figura 4.1: Geometrı́a del primer n´ ucleo.

4.4. Estrategia de recambio de elementos combus-tibles

En el presente trabajo sólo se evaluaron estrategias de gesti ón de elementos com-bustibles sencillas, sin tener en cuenta subciclos, por considerarse que estrategias m´ asdetalladas exceden el alcance del mismo.

4.4.1. Número de EC a cambiar por cicloComo primera aproximación, para estimar el n úmero de EC que deben cambiarse

cada ciclo de operación, puede considerarse que la totalidad de la potencia térmicaes producida por las siones de 235 U. Luego, de igualar la enerǵıa generada por elreactor durante el ciclo de operaci ón a la energı́a liberada por siones de este is ótopo,la cantidad de átomos de 235 U

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Design of High Performance Research Reactors Using High DensityUMO Fuels