Reactores Nucleares para Submarinos

Reactores nucleares para submarinos

Prologo En este trabajo, se tratará de recopila información sobre reactores nucleares para submarinos, y a pesar de la poca información que existe por su carácter sensible para los países que lo poseen, intentaré hacer la tan tarea difícil de poder aclarar y entender cuestiones básicas de esta tecnología, que hacen que valga la pena conocer, por las capacidades importantísimas que otorga, el poder disponer de un medio como lo es un submarino con esta tecnología. Indice El trabajo lo dividí en 5 Capítulos: Capítulo 1: Historia y evolución de los reactores nucleares para SSN Aquí lo que intenté recopilar, son los orígenes de la tecnología y su evolución en el tiempo, por parte de los países que la desarrollaron. No se intenta explicar aspectos elementales de los componentes de un reactor (se suponen conocidos). Se hizo hincapié en las dos potencias de la guerra fría, y la evolución de su tecnología en la materia. Y terminando este capítulo, se explicarán aspectos que merecen unos párrafos, como también el caso particular de un país no central, y su tecnología. Capitulo 2: Efectos de la Variación del enriquecimiento de uranio en el diseño de reactores nucleares submarinos En este capítulo, es un ensayo interesante y totalmente técnico, que permite dilucidar cuestiones que hacen a la complejidad de la tecnología. En este aparte de explicar las variables que intervienen en la cuestión, a la hora de diseñar un sistema tan complejo como lo es el de un reactor nuclear. Luego de aclaradas las variables elementales que intervienen, se hace un ejercicio, para determinar las capacidades de los reactores para un SSN, en función del enriquecimiento del combustible, y sus resultados del cálculo. Capítulo 3: Alternativas de combustibles tipo placa, para reactores de pequeños

En base al capítulo anterior, y habiendo analizado las capacidades de los reactores con mas enriquecimiento, y teniendo en cuenta las limitaciones o imposibilidad para algunos de poder enriquecer a tales grados, se plantea alternativas de reactores, con núcleos con combustible “no grado bomba”, para salvar las limitaciones impuestas en el contexto mundial, a países que puedan construir sus SSN, sin necesariamente tener capacidad de construir bombas nucleares. También se analizan los nuevos compuestos combustibles que podrían desarrollar capacidades casi similares a los núcleos de reactores con alto enriquecimiento. Se realizó un ejercicio comparativo, con distintas configuraciones, y sus resultados. Capitulo 4: Argentina En este capítulo se muestran parte de las capacidades de argentina, en su tan larga trayectoria en materia nuclear. Primero trataremos el tema de fabricación de combustibles para reactores de investigación, sus orígenes y evolución. Haciendo hincapié en sus últimos desarrollos. Luego se explicara muy ligeramente el tema de los “Códigos de Calculo”, que sirven para analizar y diseñar núcleos de reactores tanto de investigación, como de potencia. Permitiendo contrastar estos con la larga experiencia de la CNEA en el diseño de núcleos. Mas adelante, se tratará brevemente, la cuestión de un hito importante para CNEA / INVAP, como lo es el reactor vendido a Australia, OPAL, mostrando las capacidades de este. Por último, para terminar en este capítulo, se tratará el tema, de nuestro primer reactor de potencia argentino, CAREM, mostrando sus capacidades e innovadoras tecnologías que lo hacen muy seguro y moderno.

Capítulo 5: Conclusiones En base a lo desarrollado en los capítulos anteriores, se puede hacer una conclusión, de esta tan compleja tecnología, y su eventual ingreso de nuevos países al selecto club de poseedores de submarinos nucleares.

CAPITULO 1 Historia y evolución de los reactores nucleares para SSN La gran ventaja que ofrece la propulsión nuclear para los submarinos es que en principio pueden permanecer en inmersión un tiempo ilimitado, y, como son sistemas anaeróbicos, este tiempo no está limitado más que por la resistencia del personal de tripulación. Por la misma razón, son invulnerables en caso de guerra nuclear, química o bacteriológica. Su discreción, su velocidad y su cota de inmersión los hace menos detectables en inmersión; debido a su autonomía pueden realizar misiones independientes; y su trimado no varía con el consumo de combustible, como sí ocurre con la propulsión convencional. Así, aprovechando las ventajas de la propulsión nuclear, se han desarrollado dos tipos de submarinos nucleares, los de ataque (SSN) y los balísticos boomers (SSBN), susceptibles de mantener velocidades muy elevadas en inmersión a gran profundidad, del orden de más de 30 nudos y más de 400 m. de cota de inmersión, constituyendo hoy día la base fundamental de las armadas de las grandes potencias. Los submarinos nucleares de ataque SSN están armados con tubos lanzatorpedos. Los submarinos de ataque construidos más recientemente también pueden ir armados con misiles crucero como los Tomahawk. Actualmente Rusia, además tiene un tipo de submarinos portadores de misiles crucero SSGN, aunque también disponen de misiles crucero que pueden ser lanzados desde los tubos lanzatorpedos de los submarinos de ataque SSN. Han sido construidos cerca de 400 submarinos y buques nucleares militares entre EE.UU., Rusia, Gran Bretaña, Francia y China, algunos de los cuales ya han sido desmantelados o declarados inoperativos por terminar su vida útil o como consecuencia de la política de distensión. De manera que el número de reactores nucleares de propulsión nuclear puestos en operación hasta la actualidad, (ya que algunos de los buques llevan dos reactores, ronda los 600, es decir, algo mayor que el número de reactores de producción de energía eléctrica que se han construido en el mundo, que son unos 500). Los programas de construcción posteriores se fijaron en base a un reactor de agua a presión del tipo S5W. Estos fueron los submarinos balísticos SSBN, de la clase George Washington, Ethan Allen, y Lafayette, y los submarinos de ataque SSN, de la clase Permit, Sturgeon y Benjamín Franklin. La marina rusa dispone desde 1960 de submarinos nucleares propulsados por una o dos hélices, y la forma de sus cascos son poco hidrodinámicas, limitándose su velocidad máxima en inmersión a aproximadamente 25 nudos, a excepción de los más modernos Alfa, Akula y Sierra. En Europa, solamente las armadas francesa e inglesa han abordado programas de construcción de submarinos nucleares de características muy similares a las de los submarinos americanos SSN y SSBN. A Alemania y Japón no se les permite por las convenciones internacionales la utilización militar de la energía nuclear. En Francia, los primeros estudios comenzaron en 1954 y se realizó en Cadarache un prototipo de reactor del tipo S5W para SSBN con base en tierra (PAT), que empezó a operar en 1964. La planta de separación isotópica de Pierrelate ha permitido enriquecer el uranio para el primer submarino nuclear francés Le Redoutable (SSBN), construido en Cherburgo en 1969. En Inglaterra se llegó a un acuerdo con los Estados Unidos en 1958 para la realización de un prototipo de propulsión, y el submarino Dreadnought (SSN) fue puesto en operación en 1963. El Dreadnought ha sido seguido del Valiant y del Warspite, así como del Churchill y el Conqueror, continuando con la construcción de algunos submarinos más de este tipo. La marina de los Estados Unidos tiene actualmente gran parte de su armada basada en la propulsión nuclear. Todos los submarinos con un reactor PWR de Westinghouse, excepto los de la clase Ohio, Los Angeles, Seawolf y Virginia con un reactor PWR de General Electric, de diseño integrado (S8G ó S9G). Los submarinos de ataque más modernos de Rusia son los de la clase Akula, los Victor III, y los Sierra I/II. Los portadores de misiles crucero más modernos son los Oscar II y como submarinos balísticos los Delta III/IV y Typhoon. El tipo Typhoon es el mayor submarino de los construidos, y está armado con 24 tubos lanzamisiles nucleares. El submarino Kursk, hundido en el verano de 2000 en el mar de Barents era del tipo Oscar II. Los de la última generación llevan un diseño compacto tipo Block en el que el circuito primario queda reducido a una longitud mas pequeña pero de diámetro mayor, mejorando la transmisión del calor generado en el núcleo. Alguno de los submarinos rusos llevan casco de aleación de Titanio, que los hace más resistentes y les permite alcanzar la asombrosa velocidad de 42 nudos y sumergirse hasta más de 700 m., éstos son los de la clase Sierra y los Alfa. Sin embargo, estos submarinos han tenido graves problemas debido a las soldaduras de titanio. Francia dispone de submarinos de ataque, como los de la clase Rubis, de diseño integrado y el más reciente Amethyste; y los portamisiles de la clase Le Redoutable, siendo los más recientes los de la clase Le Triomphant, que llevan también un reactor de diseño integrado.

EEUU Desde que el capitán de navío de los Estados Unidos, Hyman G. Rickover, tuvo la visión de reconocer las capacidades que darían los reactores nucleares para la propulsión naval y especialmente de los submarinos, y convenció a los inicialmente escépticos miembros de la marina estadounidense de que los submarinos con propulsión nuclear tendrían unas capacidades únicas, la tecnología nuclear para la propulsión naval ha tenido un desarrollo espectacular, siendo, como veremos, el tipo de propulsión que emplean en sus submarinos las grandes potencias militares del mundo. El proyecto Rickover fue conocido como el Programa de Reactores Navales, y tenía el objetivo de desarrollar reactores compactos y de alta disponibilidad. Así en el año 1948, año en que se aprobó el programa, se iniciaron dos líneas de estudio de conceptos de reactor nuclear para propulsión. Una de las líneas de estudio iniciadas fue adjudicada a General Electric, que consiguió un contrato para desarrollar y construir un reactor refrigerado por sodio líquido, el prototipo de este tipo de reactor, el S1G fue instalado en el centro de West Milton (New York), comenzó a operar en 1955, y concluyó con el desarrollo del reactor S2G, que fue instalado en el submarino estadounidense Seawolf, que comenzó su operación en 1957 y que se mantuvo durante dos años en servicio. Sin embargo, a causa de la incompatibilidad básica del sodio en un ambiente marino ante un eventual accidente de reactividad por reacción del sodio y del agua de mar, este concepto fue abandonado para su uso para la propulsión naval, y fue sustituido el reactor por uno de agua a presión. El otro camino iniciado fue el del desarrollo por Westinghouse de los reactores de agua a presión, y el proyecto fue conocido como el Submarine Thermal Reactor (STR). Ya en 1949, se definieron las características básicas del PWR y se decidió construir dos reactores: el S1W, un prototipo en tierra de la estación de pruebas de Idaho, y su gemelo el S2W para ser instalado en el submarino Nautilus. El 30 de marzo de 1953, el SRT, fue llevado a potencia por primera vez, y la era de la propulsión nuclear naval nació.

El Nautilus fue construido en Groton y botado en 1954. Fue el primer submarino que por la ruta del Ártico pasó del Pacífico al Atlántico en 1957. Así el S2W se convirtió en el primer reactor de una larga serie de reactores de propulsión naval para aplicación militar de la marina americana. Todos estos reactores utilizan como refrigerante el agua a presión, y con una potencia en las primeras unidades de 70 MWt. Los siguientes reactores desarrollados fueron los S3W y S4W, de dimensiones más reducidas y de mitad de potencia que el S2W, y fueron instalados en los submarinos clase Skate y en el Halibut. S1G REACTOR REFRIGERADO POR DE SODIO-BERILIO Este diseño del reactor fue construido por la empresa General Electric (GE), de ahí la denominación G. Utilizó combustible UO2 revestidos de acero inoxidable con Berilio, que es utilizado como un moderador y un reflector. La temperatura máxima en el combustible podría llegar a 1.700 (+ / - 300) °F con una temperatura máxima del revestimiento de 900°F (482°C), con un tiempo de ciclo de vida de combustible en el reactor de 900 horas o 900 / 24 = 37,5 días a plena potencia. Una desventaja es que el refrigerante se activa desde el punto de vista de radiación, con lo cual los intercambiadores de calor requieren de un fuerte blindaje. Además el sodio (Na) reacciona explosivamente con el agua y el recambio de elementos combustibles es bastante problemático. Por otra parte con la alta temperatura del reactor y del vapor, se puede lograr una mayor eficiencia térmica (en cuanto a la potencia mecánica obtenida sobre la potencia térmica suministrada). El berilio se utilizó como un moderador de los reactores de los submarinos de la antigua clase Sea Wolf. Se trata de un buen y sólido moderador, tanto desde la perspectiva de moderación, y además tiene una conductividad térmica muy alta. El Berilio puro tiene buena resistencia a la corrosión en agua hasta 500°F (260°C), al sodio a 1.000°F (538°C), y al aire 1.100°F (593°C). Se ha observado presiones de vapor a

1400°F (760°C9 y no se considera de uso muy por encima de 1.200°F (649°C), incluso con un sistema de gas inerte. Es caro de producir y fabricar, tiene ductilidad pobre, y que requieren medidas por su alta toxicidad, para evitar la inhalación y la ingestión de su polvo durante la fabricación. Un reactor de tamaño pequeño puede ser construido con óxido de berilio como moderador. Tiene la misma toxicidad que el Berilio puro, pero es menos caro de fabricar. Se puede usar con un reactor refrigerado por sodio, dado que el BeO es resistente a la corrosión de sodio. Tiene propiedades similares al Berilio. Puede ser utilizado en presencia de aire, sodio y el CO2. Es volátil en el vapor de agua por encima de 1.800. El BeO puede ser utilizado como material de elementos combustibles, cuando estén impregnados con uranio. La baja densidad aumenta su resistencia a los golpes. El submarino USS Seawolf, en un principio utilizó un reactor refrigerado por sodio, que fue sustituido en 1959 por uno PWR para estandarizar la flota, debido a problemas operacionales y riesgos de incendio. Otros reactores posteriores de EEUU El reactor S5W, un 30% mayor que el S2W, utiliza el combustible en forma de placas, y ha sido instalado en el submarino Skipjack, habiendo equipado también todos los submarinos nucleares balísticos o lanzamisiles (SSBN) y los submarinos nucleares de ataque (SSN) puestos en servicio desde 1960 hasta 1976 a excepción del Narwhal. El reactor prototipo para grandes buques, el A1W, fue probado en Idaho, y de él se derivaron los 8 reactores A2W que se instalaron en el portaaviones Enterprise, así como los dos reactores C1W del crucero Long Beach y los dos reactores A4W del segundo portaaviones, el Nimitz, cada uno de los cuales tiene una potencia cuatro veces mayor que los A2W. General Electric por su parte continuó el trabajo de desarrollo, pero ahora también en la línea de los reactores refrigerados por agua a presión. Así, el S3G (Submarine advanced reactor prototype) fue instalado en West Milton en 1958. De este prototipo se derivó el reactor prototipo para destructor D1G; y las fragatas Bainbridge y Truxtun, fueron equipadas cada una con dos de estos reactores. PROTOTIPO S5G DE CONVECCION NATURAL El reactor S5G fue un prototipo que funcionó tanto, en modo de flujo de circulación del refrigerante en forma forzada, o por convección natural. La planta había dos circuitos de refrigeración, con sus dos generadores de vapor. Este reactor nuclear fue instalado tanto como un prototipo en tierra, en el Nuclear Power Training Unit, Idaho National Engineering Laboratory, cerca de Idaho Falls, Idaho, y también a bordo del USS Narwhal (SSN-671), (fuera de servicio). La planta prototipo en Idaho se le dio un riguroso control de funcionamiento para determinar si este tipo de diseño podría funcionar para la Armada de EE.UU.. Lo cierto es que fue en gran parte un éxito, aunque nunca este diseño se utilizó en un submarino, pero se convirtió en la base de diseño de otros submarinos de ataque, además de la Narwhal. La prueba del prototipo incluye la simulación esencialmente de toda la sala de máquinas de un submarino de ataque. La flotación de la planta fue en una gran pileta de agua, el prototipo podría girar sobre su eje longitudinal para simular una giro difícil. Esto era necesario para demostrar si la circulación natural, continuaría incluso durante maniobras difíciles, ya que la circulación natural depende de la gravedad. El USS Narwhal tenía la planta de reactor más silenciosa de la flota naval de EE.UU.. Su reactor con una potencia térmica de 90 MWth fue ligeramente más potente que las de otros submarinos nucleares de ataque de EE.UU. de esa época, como el S3G (tercera generación) y la S5W (quinta generación). El Narwhal ha contribuido de manera significativa al esfuerzo de EE.UU. durante la Guerra Fría. Con su propulsión silenciosa, y un pod unido a su casco, que utilizó una arreglo de sonar de arrastre y, posiblemente, llevó a un Remote Operated Vehicle (ROV) para grabar los cables de comunicación en el fondo del mar. Su objetivo era probar la contribución potencial de la tecnología de circulación natural, en la supresión de ruidos en el submarino, al no necesitar la utilización de una bomba de refrigeración forzada, para el circuito primario. Las bombas del circuito de refrigeración del primario del reactor, son una de las

principales fuentes de ruido de los submarinos, además de los engranajes de la caja de reducción, y la cavitación de la hélice. El S5G fue el precursor directo de la generación del reactor S8G, utilizado en los submarinos de misiles balísticos clase Ohio. El S5G también fue equipado con bombas para el circuito primario, que se necesitan sólo en casos de emergencia o para alcanzar alta potencia y velocidad. Por consiguiente, las bombas de refrigerante eran más pequeñas y más silenciosos que los utilizados por los competidores principales S5W,(un diseño Westinghouse). Como se dijo anteriormente, en base al S5G, se produjo un prototipo del reactor S8G, que utilizó también convección natural, y que permite operar a una fracción significativa de potencia, sin usar las bombas del reactor, ofreciendo un modo de funcionamiento silencioso. Para reducir aún más el ruido de las plantas, se instalaron, en vez de propulsión normal de dos turbinas de vapor y un reductor de la hélice, fue reemplazada estas turbinas, por una turbina de propulsión de gran tamaño sin engranajes de reducción. Esto elimina el ruido de los engranajes de reducción, pero a costa de una turbina de propulsión principal, de gran tamaño. La turbina era cilíndrica, de unos 12 metros de diámetro y 30 pies de largo. Este gran tamaño era necesario para que le permita propulsar directamente a la hélice, y ser muy eficiente en ello.

S9G NUCLEO DE ALTA DENSIDAD POTENCIA El S9G es un PWR construido por General Electric con una densidad de energía mayor, y los componentes de una nueva planta, incluyendo un diseño del generador de vapor, con resistencia a la corrosión y un coste del ciclo más reducido. Este reactor de la clase de submarinos Virginia SSN-774 está diseñado para operar durante 33 años sin reabastecerse de combustible, por lo que durará toda su vida útil, que se calcula es unos 30 años. La mayor densidad de potencia del núcleo, disminuye no sólo el tamaño sino que también mejora el funcionamiento, siendo más silencioso a través de la eliminación de controles voluminosos y equipos de bombeo.

Reactores Militares de Rusos Los sistemas de reactores militares de Rusia puede parecer un tema confuso como la propia tecnología submarina; varias anotaciones y documentos dados a conocer han sido muy escasos. VM-A REACTOR SYSTEM - PRIMERA GENERACIÓN SUBMARINOS La primera generación de submarinos rusos se entiende generalmente, las clases Noviembre, Hotel, Echo I y II. Estos eran similares en tamaño, y sistemas de reactor, (limitándose a 70 MWt). Las características operacionales de los distintos tipos de embarcaciones son similares, con una velocidad ligeramente inferior para la nave más grande Echo II. Los sistemas de reactores se consideran como idénticos ( Gladkov2 “Ustoria sozdania pervoi otechestvennoi atomnoi podvodnoi lodki, NIKIET, Moscow, 2002).

Submarino de la clase Echo I Reactor Todos los buques de primera generación parecen tener sistemas de reactor similares, VM-A, y sistemas de propulsión con dos ejes de 17.500 HP cada uno. Los reactores de los submarinos de la primera generación - y probablemente también de las generaciones posteriores - no tienen tuberías de conexión, (incluidos los tubos de gran diámetros), por debajo del borde superior del núcleo, (como se ve en la figura siguiente). Por lo tanto, no es posible vaciar parte del refrigerante por accidente, como sucedió con el reactor de Lenin en 1966. La figura muestra el reactor de VM en el interior del casco de submarino, y los elementos internos del reactor. El buque debía ser capaz de trabajar a profundidades de 200-300 metros, alcanzar una velocidad bajo el agua de por lo menos 20 a 25 nudos y completar tareas que duran hasta 60 días.

Características del Reactor y del refrigerante, del primer reactor PWR submarino Ruso [Gladkov1] Reactores de potencia (MWt) 70 La presión del agua en el circuito primario (kg/cm2) 200 Presión de vapor (kg/cm2) 36 Temperatura del vapor (°C) 355 La primera generación de submarinos rusos, operaban en un rango limitado de su base como describe en [Kotcher - Russkie Padlodki (jaderni) – pervi pakalenie, St. Petersburg, 1996]. No fue sino hasta 1966, entre el 2 de febrero y 26 de marzo, que se hizo el primer cruce del ecuador por parte de un submarino nuclear Ruso en el Atlántico, que luego continuó hacia América del Sur a través del Pasaje de Drake, el Océano Pacífico, para unirse a la Flota Rusa del Pacífico. A excepción de un buque, un submarino clase Yankee, con un reactor de metal líquido, todos los reactores abandonados en el mar de Kara, eran de la primera generación (November) que habían experimentado varios accidentes durante la década de 1960. Control de la reactividad El trabajo en la VM-A empezó de cero, y una de las primeras decisiones fue utilizar barras para compensar el exceso de reactividad [Gladkov2]. Las barras de control utilizados en los reactores de submarinos por lo general contienen europio como el material absorbente. El Eu2O3 presumiblemente utilizados en las barras, tiene una tendencia a hincharse debido a la hidratación, [Kuznesov2 - “Marine Nuclear Power Plant: A Textbook”. Sudostroenie, Leningrad, 1989].

El sistema de barras de control de los primeros submarinos incluye un diseño inusual, al parecer no fue posible, o al menos no es fácil, levantar la tapa del tanque del reactor sin asi levantar las barras de control también. Esto resultó en dos accidentes de criticidad con la primera generación de submarinos - uno el 12 de febrero 1965, con el K-11, un submarino de clase November, y otro el 10 de octubre de 1985, con K431, un submarino de clase Echo-II. Ambos accidentes ocurrieron poco después de repostar, es decir, con el nuevo núcleo de los reactores. En ambos casos, la tapa tenía que ser levantada un poco con las barras de control conectadas a la tapa, presumiblemente debido a una alineación incorrecta. En ambos casos la tapa y las barras de control se levantaron demasiado y los reactores se tornaron críticos. Sin embargo, esto fue cambiado posteriormente, y las modificaciones de diseño de reactores de los submarinos de la segunda y tercera generaciones no permitieron que las barras de control sean levantadas, cuando la tapa de la vasija del reactor es elevada [Elatomtsev - “Nuclear Safety Assessment of Stored Afloat Non-Defuelled Decommissioned Nuclear Submarines”, RCC Kurchatov Institute, Moscow 1997].

Combustible Un nivel mínimo de información confiable es esencial para evaluar el manejo seguro y la protección de las excesivas existencias de combustible naval - que a menudo se almacenan en condiciones muy insatisfactorias. Entre los más importantes es el nivel de enriquecimiento. La necesidad de autosuficiencia, de entregar mucha potencia y de tener el reactor un reducido tamaño, requiere el uso de combustible nuclear naval altamente enriquecido. Sin embargo, para los submarinos de la primera generación, el enriquecimiento de uranio de los elementos combustibles de reactores de agua presurizada parece, en general, que ha sido del 20%, según lo sugerido por Sivintsev en el informe IASAP (International Atomic Energy Agency “Predicted Radionuclide Release From Marine Reactors Dumped in the Kara Sea” (Report of the Source Term Working Group of the International Arctic Seas Assessment Project (IASAP), IAEA TecDoc-938, April 1997).

Sin embargo, las cifras globales presentadas como parte del informe IASAP han sido discutidas y corregidas por otras fuentes oficiales rusas [Rubtsov1]. En el caso de un compartimento del reactor con dos reactores (sin combustible) arrojados cerca de Novaya Zemlya en 1965, el enriquecimiento de combustible presenta como un 6%. Este fue el K-3, el primer submarino nuclear ruso, que tuvo un nuevo compartimiento de reactor debido a deficiencias en el diseño [Oelgaard1 - “Accidents in Nuclear Ships”, NKS/RAK2(96)TR-C3. Nordic Nuclear Safety Research. Risoe National Laboratory, December,1996]. Si esta información sobre el enriquecimiento es correcta, los reactores de los primeros submarinos nucleares, y posiblemente algunos otros, pudieron haber tenido un bajo enriquecimiento, más parecido a la del rompehielos civil Lenin. El conjunto completo de los datos presentados por Rubtsov, tanto en el proyecto de documento para el IASAP Source Term Working Group y en el diario ruso de Energía Nuclear, se muestra en la siguiente tabla.

Varias fuentes han utilizado las cifras promedio de 50 kg de U-235 enriquecido al 20% de combustible en los submarinos de primera generación. Sin embargo, la información adicional que se indica en la tabla anterior a esta, indica que esto no es suficiente para los cálculos con respecto a la criticidad, posibles al considerar para un determinado buque o reactor. Tomemos, por ejemplo, la evaluación de impacto realizada por las autoridades noruegas tras el hundimiento del K-159. El Gobierno ruso informó a Noruega de que el submarino en sus dos reactores contenía un total de 400 kg. de combustible gastado. El material combustible en la primera generación de submarinos se ha estimado que fue una aleación de U-Al [IASAP]. Esto habría sido un punto de partida natural en ese momento, a mediados de la década de 1950, debido a las propiedades atractivas, como una buena conductividad térmica y fácil fabricación. El acero inoxidable fue probablemente el material de revestimiento preferido en ese momento. Sistemas de Reactores VM-4 / VM-2 - SEGUNDA GENERACIÓN DE REACTORES DE SUBMARINOS La segunda generación se compone en la mayoría de los casos de la clase Victor I-III, Yankee, Charlie 1 a 2 y Delta I - IV. En este momento, la Guerra Fría y las experiencias positivas con la propulsión nuclear, ha acelerado la construcción de nuevos modelos, con incremento de las habilidades de los submarinos como plataformas de arma más flexibles. Reactor

Todos los submarinos Delta tienen la estructura clase Yankee como base de construcción, y es de esperar que los sistemas de propulsión sean similares en todos estos 77 submarinos. En comparación con la primera generación, en general hay mayores niveles de potencia y nuevos sistemas de propulsión, incluyendo el uso de un solo eje. El uso de un eje y, al menos en principio, el desplazamiento reducido, sirvió para mejorar la propulsión en un 30%. Los submarinos de segunda generación tuvieron reactores más compactos que los utilizados en la primera. El cambio más significativo en relación con el sistema de propulsión es el uso de un solo reactor en la clase Charlie 1 - un cambio fundamental al romper con la redundancia en las clases de todos los anteriores submarinos (donde había dos reactores). Este cambio fue posible debido a una reorganización sustancial en los sistemas del reactor. El cambio de reactor, de VM-A al VM-4, y varios modelos diferentes fueron registrados, posiblemente debido a cambios en las configuraciones y de mejoras continua. Por ejemplo, un núcleo de reactor era capaz de permitir grandes períodos operacionales, de 750 horas para el tipo de núcleo VM-AB, a 2000 horas para el tipo de núcleo VM-1A utilizados entre 1961 y 1963 en la primera generación de submarinos. Sin embargo, el desarrollo continúo hasta las 2500 horas (VM-1 AM, en 1964 a 4000 horas (VM-2A), hasta, en 1969, el núcleo VM-2AG de 5.000 horas" [Gladkov2]. Control de la reactividad Una característica del sistema de control inusual, se hizo evidente durante un accidente con un submarino clase Yanqui. Debido a un incendio, el submarino estaba en peligro y los reactores fueron apagados con el submarino en la superficie del mar. Sin embargo, las barras de control no pudieron ser insertadas completamente debido a un corto circuito en el sistema eléctrico. Para lograr la plena inserción, fue necesario enviar a dos miembros de la tripulación en el compartimiento del reactor para llevar a cabo una operación manual. Uno de los miembros del personal murió durante la operación [Giltsov - “La dramatique histoire des sous-marins nucléaires soviétiques”. Robert Lafont, 1992.].

La razón por la que la barra de control no puede ser totalmente insertado fue el cortocircuito del sistema eléctrico. Sin embargo, otra razón por la que debió insertarse de manera manual, posiblemente puede ser, que como se mencionó anteriormente, las barras de control tienen una tendencia a crecer o hincharse cerca del final de su vida, y en ese momento los mecanismos eléctricos de accionamiento no tuvieron la fuerza suficiente para introducir las barras de control hinchadas en el núcleo. Un tercer aspecto muy discutido, debido a posteriores accidentes, es el mecanismo para el control de bloqueo de las barras en el caso de que el submarino se de vuelta y se queden en una posición boca abajo. Durante las investigaciones de posibles situaciones de accidente para el levantamiento del submarino Kursk en 2001, nunca fue confirmado que ese mecanismo estaba en el lugar para evitar que las barras de control se caigan del reactor durante la operación de elevación. Combustible En los datos de la tabla siguiente, sobre el combustible del submarino clase Yankee N-421 serían, 116,3 kg de U-235 y 21% de enriquecimiento, lo que corresponde un importe total de 553,8 kg. de uranio. Estas cifras representan un cambio significativo en comparación con la primera generación de submarinos rusos, al mismo tiempo los submarinos de segunda generación se cree que los reactores fueron más compactos. Estas cifras apuntan hacia un importante avance en el diseño y operación de reactores navales. Se estima que podría haberse logrado con mayor cantidad de combustible en los reactores de segunda generación, a través de un mayor número de elementos combustibles en el núcleo del reactor con el mismo nivel de enriquecimiento, sin aumentar el tamaño del reactor.

Geometrías alternativas de combustible Debido a los problemas de ruido inherentes al uso de barras de combustible en barras (y por lo tanto el incremento de la turbulencia en el refrigerante del reactor), la segunda generación y posteriores generaciones de submarinos, presumiblemente, han utilizado otros tipos de geometría de combustibles menos ruidosas. Los EE.UU. hoy en día utilizan combustible tipo placa, posiblemente también para reducir el ruido, pero prácticamente ninguna información se ha publicado en cuanto a las posibles geometrías de combustible ruso, en modernos buques militares nucleares. Al considerar la necesidad de reducir el ruido, para mejorar las propiedades térmicas y de acomodar más material combustible, que podría suponer un cambio radical en la geometría del combustible de submarinos. La dirección esperada, teniendo en cuenta los debates anteriores, sería un diseño más

compacto que faciliten una mayor densidad de potencia, mejorando las características térmicas y aumento de la masa de combustible en el reactor en su conjunto. Si asumimos que las barras circulares de combustible en el reactor tipo VM-A, (figuras siguientes), se ha dicho que el diseño ruso de combustible submarino [Glaser], podría representan una versión de combustible submarino de "segunda generación".

Configuración de elemento combustible de submarino Ruso

Geometría de elemento combustible de submarino Ruso

OK 650 / KN-3 - TERCERA GENERACIÓN DE REACTORES DE SUBMARINOS Y OTRAS EMBARCACIONES La tercera generación la mayoría de estos barcos todavía está en servicio activo, excepto los desmantelados como parte de los tratados START, y por tanto son objeto del interés internacional. Una de la característica especial de la clase Typhoon es que cuenta con dos niveles de casco de presión en paralelo, cada uno con un reactor y un eje, con los tubos de lanzamiento de misiles colocados entre los dos cascos. Las clases Sierra y Akula fue provista con cascos de titanio, con un efecto considerable en desplazamiento. Reactor Desde 1952, el punto de partida del proyecto de primer submarino, hasta 40 años después con la construcción de la tercera generación de submarinos rusos, el desarrollo del sistema de reactor, involucra más de una duplicación de la densidad de energía en el reactor. El aumento de potencia nominal es evidente: de 90 MWt a 190 MWt en los submarinos. Las clases de submarinos relevantes son Typhoon, Sierra, Akula y Oscar, además de Mike. Hay muy poca información disponible sobre los reactores de tercera generación. Combustible Los niveles de mayor potencia deben ser reflejados en la cantidad de material fisionable en el reactor. De acuerdo con [Sarkisov1], para las generaciones posteriores, el enriquecimiento se incrementó alrededor al 40%. Una cifra similar, 36%, para el combustible submarino de tercera generación ha sido presentada a un Comité del Senado de EE.UU. [Potter]. También 21-45% se ha propuesto anteriormente por [Bujarin].

Este aumento en el enriquecimiento debería dejar espacio para material fisible adicional, y el monto total de U-235 a ha de ser tan alta como 200 kg. Si es correcto, esto está en consonancia con la cantidad actual en los submarinos modernos de EE.UU. con 90% de combustible enriquecido, pero sin embargo, con un enriquecimiento inferior. Otra discusión se refiere al material combustible. Mientras que el punto de partida en 1958 fue probablemente una aleación de U-Al con revestimiento de acero inoxidable como hemos visto, en algún momento las desventajas de esta tecnología en comparación con otros combustibles y materiales de revestimiento, se han convertido en obvios. Como se ha visto en los programas civiles, el cambio de combustible cerámico a combustible metálico se completó con el reactor OK-900, sin embargo, luego utilizando U-Zr con revestimiento de Zr. Este desarrollo continuo en la tercera generación de reactores civiles marinos, construyendo el KLT-40, por lo que este modelo se hará una breve discusión a continuación.

REACTORES RM-1 y VM 40-A - PROYECTO 645 Y SUBMARINOS CLASE ALFA Durante la construcción de los primeros submarinos clase November, Rusia también inició un programa en 1954 para la construcción de sistemas de propulsión para submarinos con refrigeración por metal líquido. La tecnología fue desarrollada en el Instituto de Física e Ingeniería de Energía (IPPE) en Obninsk y se utilizó en dos clases de submarinos, el Proyecto 645, una clase en sí misma, y la clase Alfa. Usar metal líquido como refrigerante se considera que tiene varias ventajas. Es más compacto que los reactores de agua a presión, ya que no necesita moderador. No se necesita un recipiente fuerte de presión, opera a temperaturas más altas y por lo tanto logra una mayor eficiencia térmica. El envenenamiento por xenón es menos importante. El reabastecimiento de combustible es más rápido, ya que el núcleo es eliminado en una sola operación. Sin embargo, hay desventajas, el punto de fusión del líquido refrigerante está por encima de la temperatura ambiente, por lo que el sistema primario debe mantenerse en todo momento con calor, para permanecerse en estado líquido. El líquido refrigerante de metal poco a poco se oxida y los óxidos deben ser eliminados con regularidad, para evitar el bloqueo del flujo de refrigerante a través del núcleo. El reactor de LMC se utilizó por primera vez en 1962 en una versión especial de un submarino clase November (Proyecto 645, K-27), que utiliza dos reactores RM-1 con una capacidad de 73 MWt cada uno. El K-27 fue re-alimentado en el año 1967. Sin embargo, sufrió un accidente de pérdida de refrigerante en el año 1968 en el puerto, cuando se le ordenó participar en un ejercicio naval en un momento en el necesitaba que el refrigerante sea limpiado de óxido y de impurezas. Durante el ejercicio, estas impurezas bloquearon la entrada al núcleo del reactor de babor, y provocó un LOCA (pérdida de liquido refrigerante). En 1981, el volumen libre que quedó en reactor y en el compartimiento del reactor se llenó con un material de conservación y el submarino fue hundido en Novaya Zemlya a 50 m. [Giltsov], [Pankrátov], [Oelgaard].

El primer submarino de la clase Alfa-(K-377 o N º 900) entró en funcionamiento en 1970, pero sufrió un accidente con pérdida de refrigerante en 1972, cuando una fuga se desarrolló entre el circuito secundario de agua-vapor y el circuito primario de metal líquido. Dos toneladas de refrigeración de metal líquido fluyó en el compartimento del reactor, donde se solidificó. En el momento del accidente, el reactor había estado en funcionamiento sólo el 10% de su vida. No fue posible volver a fundir el líquido refrigerante y eliminar el combustible. En 1986, el compartimiento del reactor fue cortado del submarino. El primer submarino Alfa 705K (núm. 105) operó desde 1977 a 1982, cuando sufrió una LOCA (fuga de refrigerante en el compartimiento del reactor). El compartimento del reactor con combustible refrigerante solidificado se cortó, y ahora está en almacenamiento flotante. Un nuevo compartimento del reactor se insertó en el submarino (todavía N º 105), que se puso en funcionamiento otra vez desde 1992 a 1996. Los submarinos Alfa fueron retirados del servicio activo durante la década de 1990 y nunca volvieron a ser alimentados. Los submarinos Alfa se basaron en Gremikha en la península de Kola. Operaciones de carga y descarga de combustible fueron realizadas, incluyendo las barras de control, el reflector (para el proyecto de 705K) y el blindaje biológico superior, como una unidad. Una vez descargado el combustible, esta unidad fue

colocada en un tanque de acero que contiene Pb-Bi no radioactivo como refrigerante a 160-150°C. El tanque de acero es posteriormente transferido a uno de concreto, para ser enfriado por circulación natural del aire. A medida que el calor residual disminuyó gradualmente, el metal líquido se solidifica. Esta forma de almacenamiento no está pensada para su uso a largo plazo, ya que podría suceder, que el agua penetre a través del tanque de acero y en el núcleo a través de la porosidad formada durante la solidificación del líquido refrigerante Pb-Bi, esto podría hacer que el núcleo se torne crítico. Reactor Dos prototipos basados en tierra de este tipo de reactor se han construido, uno en Obninsk (27 / VT) y otro en Sosnovy Bor (KM-1) cerca de San Petersburgo. El trabajo sobre la instalación del 27 / VT, comenzó como se mencionó anteriormente, en 1953, un año después del inicio del proyecto submarino PWR. Las especificaciones técnicas del prototipo 27 / VT se dan en la tabla siguiente [Sullivan]. Potencia: Diámetro del núcleo Altura del Núcleo Contenido de U en la aleación Numero de rondas de elementos combustibles

70 MWt 769 mm 853 mm 7–16 % 2735

Numero de sistemas de seguridad y control Tasa de flujo del refrigerante (m3/h) Temperatura a la entrada del reactor Temperatura a la salida del reactor Presión

16 850 235 440 38

KM-1 fue un prototipo del submarino clase Alfa con el sistema de generadores de vapor del OK-550. El funcionamiento del KM-1 comenzó en 1978 y duró hasta 1987.La experiencia adquirida con el KM-1 se dice que fue utilizada para resolver los problemas de descarga en Gremikha. La planta propulsora principal de los submarinos del proyecto 645 consistió en dos reactores RM-1 con una potencia térmica de 2 x 73,5 MWt. La presión del refrigerante en el reactor fue de 20 kg/cm2. El vapor generado tiene los siguientes parámetros: presión de 36 kg/cm2, temperatura 355°C. Algunos datos técnicos generales de la RM-1 se muestran en IASAP, las dimensiones - aprox diámetro del núcleo. 800 mm y diámetro del núcleo 780 mm para [Yefimov]. Dos modelos diferentes del tipo de reactores de LMR se han desarrollado para los submarinos de la clase Alfa, VM-40 un reactor con dos bucles de vapor por separado y bombas de circulación, y el sistema de vapor del OK-550 ramificado de primer circuito con tres líneas de circuitos y las bombas [Sullivan]. VM-40 A se utilizó en los tres submarinos de la clase Alfa (Proyecto 705). Tenían dos bucles primarios y un reflector de berilio fijo. Los otros cuatro submarinos (Proyecto 705K) fueron dotados cada uno de un reactor OK-550 con tres circuitos primarios y un reflector de berilio que se fija a la base y se retira junto con el combustible. Para ambos tipos, el nivel de potencia fue de 155 MWt. Estos reactores fueron construidos por EDO "Gidropress" y OKBM bajo la supervisión de IPPE. El núcleo consiste en el combustible y el refrigerante, y fue, como para el RM-1, rodeado por un reflector radial de berilio. El núcleo tiene un diámetro de 85 cm y una altura de 77 cm. Los pines de combustible tenían un diámetro de 1,1 cm y se organizaron en una red triangular con un paso de 1,36 cm. El número de barras de combustible era 2735 y 16 el número de barras de control. Combustible El combustible, tanto para el RM-1 y la M VM-40A tenía la forma de barras que contiene un intermetálico compuesto de 90% de uranio enriquecido y el berilio (U-Be13), dispersas en una matriz de berilio. La cantidad total de U235 en el núcleo RM-1 fue de 90 kg con un enriquecimiento del 90%. Los pellets de barras de combustible fueron aproximadamente 10 mm de diámetro. Los pellets fueron cubiertas con un revestimiento de 0,1 mm de espesor de MG y revestido en SS con un espesor de 0,5 mm, como resultado las barras de combustible fueron de 11 mm de diámetro exterior. Había aproximadamente 3.000 barras de combustible en cada núcleo de LMR.

Para el mayor reactor VM-40A, la cantidad total de U235 es de unos 200 kg. Para ambos tipos de reactor, el refrigerante era una aleación de eutéctico plomo-bismuto (44,5% de plomo en peso, el 55,5% de bismuto en peso) con un punto de fusión bastante bajo (Alrededor de 125 º C).

OTROS REACTORES REACTORES RAPIDOS REFRIGERADOS POR PLOMO La clase de submarinos rusos Alfa, utiliza una aleación de Pb-Bi 45-50 % en peso, enfriando los reactores rápidos. El punto de fusión de esta aleación es relativamente bajo 257°F (125 °C). Estos reactores enfrentan problemas de corrosión de los componentes del reactor, punto de fusión, el poder de la bomba, la actividad del polonio y problemas en la descarga de combustible. En la recarga de combustible, se necesitaba un suministro de vapor para mantener el metal fundido en forma líquida. El bismuto conduce a la activación radiactiva de los productos, en particular el polonio. Una ventaja es que cuando se apaga o se da de baja del reactor, el núcleo se puede dejar que se enfríe en una masa sólida, con lo que suministra una protección a la radiación. Esta clase de submarinos ha sido dado de baja.

Características de las instalaciones navales de propulsión nuclear. A diferencia de las instalaciones nucleares terrestres, los reactores de propulsión naval están sometidos a movimientos importantes del buque, debido al movimiento del mar y a las vibraciones transmitidas por el casco y eventualmente, a los choques por colisión o varada, y para los submarinos a situaciones de fuerte inclinación en inmersión. Además, para no dañar la flotabilidad, la estabilidad y la capacidad del transporte, los reactores que los propulsen deben tener un peso y espacio limitado. El funcionamiento del reactor de agua a presión empleados en la propulsión, debe ser particularmente estable, debiendo tener su coeficiente de temperatura del moderador negativo. Así un aumento en su temperatura produce una disminución de reactividad y la capacidad de cambio rápido de régimen. En un reactor naval de agua a presión debe admitir perfectamente que se pase de potencia nominal desde el 90% al 20% y vuelta al 90% en 60 segundos. El núcleo responde a la demanda de potencia de la turbina con un desplazamiento mínimo de las barras de control. Por otro lado, una parada imprevista del reactor podría disminuir la capacidad de maniobra del buque, de manera que debe contar con un sistema de propulsión de emergencia y una fuente de energía eléctrica alternativa de emergencia, indispensable para los equipos eléctricos de a bordo. La propulsión de emergencia puede estar asegurada por un motor eléctrico alimentado por baterías, o por un motor diesel. En el caso de un submarino en inmersión, las únicas fuentes de energía de emergencia posibles son las baterías. Los reactores para la propulsión de submarinos deben tener, además, ciertas características especiales: los circuitos de agua de mar deben ser resistentes a las fuertes presiones externas existentes a grandes profundidades, y la utilización militar de estos submarinos exige, además, sistemas tan silenciosos como sea posible con una gran resistencia a las colisiones. Todos los reactores actualmente embarcados, excepto uno ruso de la clase Alfa, son del tipo de agua a presión (PWR), pero diferenciándose de los comerciales en algunos aspectos esenciales como son el enriquecimiento del combustible y un circuito primario muy compacto o integrado en la vasija del reactor. La protección radiológica en los reactores navales. En los reactores navales así como en los reactores terrestres es necesario protegerse contra las radiaciones. Sin embargo, en el caso de los reactores navales, las implicaciones del peso asociado son primordiales y es indispensable concebir y realizar protecciones de peso y volumen optimizado, mientras que ese problema no se encuentra prácticamente en los reactores con base en tierra. Así, por ejemplo, diremos que para el rompehielos ruso Lenin, el peso de la protección radiológica era 2/3 del peso total del reactor nuclear. La protección neutrónica se realizará mediante materiales pesados y ligeros que rodean al núcleo. Así, se coloca una protección primaria alrededor del núcleo del reactor, esto es, que cubre la vasija del reactor y generalmente un blindaje térmico de acero seguido alternativamente por capas de materiales conteniendo núcleos ligeros, esto es, agua, polietileno, hormigón y capas de materiales conteniendo núcleos pesados: acero, plomo, hormigón. Cubriendo el conjunto del circuito primario se coloca la protección secundaria. Esta protección secundaria es generalmente colocada rodeando el recinto de contención que está destinado a contener todos los materiales radiactivos procedentes del núcleo y del circuito primario en caso de accidente. En el caso de los reactores de diseño integrado, los generadores de vapor se sitúan dentro de la vasija. y la protección secundaria rodea el recinto de contención. Normalmente en submarinos con reactores no integrados, hay un blindaje que separa el recinto o compartimiento que aloja el reactor del resto del submarino, pasado este, hay un blindaje parcial que recubre el propio reactor, y permite inspeccionar el recinto cuando el mismo está apagado y solo por un período muy limitado de tiempo (igual que las centrales nucleares comerciales). En cuanto a los costados del recinto del reactor, que da con el casco del submarino, tiene un blindaje más fino, que permite poder

inspeccionar y trabajar el casco en dique seco obviamente cuando el reactor está apagado, sumado a que cuando está operando, la radiación penetra las capas del blindaje, y la radiación que pase y se refleja al agua de mar, no siendo peligrosa para los que habitan en el submarino, como también esta no debe permitir detectar la presencia del submarino. El blindaje biológico, puede dividirse en primario y secundario, de acuerdo con la localización de la fuente de radiación. El primario esta directamente alrededor del núcleo del reactor, que permitirá debilitar el flujo de neutrones rápidos, para impedir la activación del circuito secundario de refrigeración, y reducir al mínimo la radiación gamma que acompaña la captura de neutrones en el blindaje secundario. Por ejemplo en el Nautilus, el diámetro del tanque utilizado como blindaje primario es de 4.5 metros, mientras que el diámetro del nucleo es de 2.7 metros. (T. Rockwell “Specifications for Reactor Shielding” 1961)

Las plantas de propulsión de los buques de propulsión nuclear siguen siendo una fuente de radiación, incluso después de los vasos se cierran y el combustible nuclear se retira. Defueling removes all fission products since the fuel is designed, built and tested to ensure that fuel will contain the fission products. Defueling elimina todos los productos de fisión ya que el combustible se ha diseñado, construido y probado para asegurar que el combustible contienen los productos de fisión. Over 99.9% of the radioactive material that remains is an integral part of the structural alloys forming the plant components. Más de 99,9% del material radiactivo que queda es parte integral de las aleaciones estructurales que forman los componentes de la planta. The radioactivity was created by neutron irradiation of the iron and alloying elements in the metal components during operation of the plant. La radioactividad fue generada por la irradiación neutrónica del hierro y elementos de aleación de metal durante la operación de la planta. The remaining 0.1% is radioactive corrosion and wear products that have been circtiated by reactor coolant, having become radioactive from exposure to neutrons in the reactor core, and then deposited on piping system internals. El restante 0,1% es corrosión radiactiva, productos que han sido recirculados por refrigerante del reactor, habiéndose convertido en radiactivos procedentes de la exposición a neutrones en el núcleo del reactor, y luego se depositan en las tuberías internas del sistema.

El blindaje de un submarino, es con materiales compuestos, y contiene materiales livianos y pesados. Metales-Hidrogeno es usualmente utilizado. Acero y plomo son los componentes utilizados contra la radiación gamma. El blindaje de plomo es combinado con materiales con “hidrogeno”, frecuentemente es agua, como también sabemos hay sustancias con alto contenido de hidrógeno por unidad de volumen, como el polietileno y el poliestireno. El combustible diesel, fue incluido como blindaje de antiguos submarinos atómicos americanos. Ejemplos de grosores de materiales básicos para blindajes que provean una atenuación de 10 veces para una radiación radioactiva, es listada en la tabla siguiente. Grosor en cm Campo de uso del material

Protección contra neutrones rápidos

Protección contra radiación gamma

Protección Combinada

Material

Densidad t/m3

A

B

C

Polietileno

0.9

96.4

20.3

60.9

Agua

1

96.4

22.8

60.9

Combustible Diesel

0.8

122

22.8

76.2

Acero

7.8

11.7

14*

9.1

Plomo

11.3

5.1

20.3*

5.3

Concreto

2.3

44.5

25.4

30.5

BariumConcreto

3.5

23.9

19.1

19.1

A - Radiación Gamma desde el núcleo de un reactor operando (energía 7 mev) B - Neutrones Rápidos

C - Radiación Gamma desde los productos de fision (energia 2 mev) * Con la adición de una capa de agua, polietileno, o combustible de 30 a 45 cm de grosor.

(B. Price, “Shielding for Transport Instalations with Nuclear Engines” 1961) En la práctica es requerida una atenuación de 10 elevado a la 8 o 9, para radiación neutrónica y gamma, Por lo que el grosor del blindaje primario y secundario es de algunos metros.

Corea del Norte afirma que Corea del Sur planea para producir un SSN

A principios de abril de 2006, una serie de entidades de Corea del Norte emitieron declaraciones diciendo que Corea del Sur planea construir un submarino de propulsión nuclear y condenaron enérgicamente la iniciativa. La afirmación de Corea del Norte se basó en los planes militares secretos de Corea del Sur que aparentemente estaban publicados sin darse cuenta en el sitio web de South Korean Defense Acquisition Program Administration (DAPA) [http://www.dapa.go.kr], en el lapso del 1 hasta 4 de enero del 2006. Los extractos de documentos en el sitio web DAPA incluyeron referencias a los planes de construcción de Corea del Sur para construir tres submarinos medios de nueva generación, entre 2010 y 2022, bajo el proyecto "SSX". Aunque los detalles del diseño del submarino no se mostraron, la asignación del extraordinario monto presupuestado a los tres submarinos (₩ 3.074.000.000.000, que serían alrededor de unos 3.240 millones dólares) llevaron a algunos analistas a la conclusión de que Seúl tiene previsto desarrollar buques de propulsión nuclear. El Ministerio de Defensa de Corea del Sur y DAPA, sin embargo, han negado cualquier plan para el desarrollo de propulsión nuclear para submarinos. El 9 de enero de 2006, el Director de DAPA Kim Chong-il insistió en que no hay planes para desarrollar un submarino de propulsión nuclear y que era "un disparate absurdo" sugerir que la próxima generación de submarinos en Corea del Sur el proyecto "SSX" sería de propulsión nuclear. Las dudas relacionadas con los planes de submarinos de Corea del Sur, surgió por primera vez en enero de 2004, cuando Choson Ilbo (Seúl), el periodista Yu Yong-won informó que las autoridades militares de Corea del Sur estaban debatiendo desarrollar y operar submarinos nucleares después de 2012. Según Yu, funcionarios de Corea del Sur, en mayo del 2003 comenzaron a discutir la construcción de submarinos nucleares con el fin de hacer frente a posibles amenazas a la seguridad de otras fuerzas poderosas en la región que persiguen la unificación coreana. La Marina de Corea del Sur informó que formó un grupo de trabajo de cerca de 30 especialistas para comenzar el trabajo de diseño para el del proyecto. En agosto de 2004, una revista de noticias mensual “Wolgan Choson”, de Corea del Sur, proporcionó más detalles de los planes de producción de submarinos nucleares de Corea. Según el periodista Kim Yongsam, el Ministerio de Defensa Nacional aprobó diseños conceptuales en junio de 2003. La agencia departamental de trabajo, para el proyecto de submarinos, informó a funcionarios incluidos en la Marina de la República de Corea, la Agencia de Defensa para el Desarrollo (ADD), y la agencia Coreana del Investigación de Energía Atómica (Instituto KAERI). Retos Políticos y Técnicos Según el Choson Wolgan, Corea del Sur utilizaría una variante del reactor SMART (System-integrated Modular Advanced Reactor), que KAERI viene desarrollando desde julio de 1994. El reactor SMART es un reactor de 330 MWt de agua a presión con generadores de vapor y características de seguridad integral avanzada. Está diseñado para la generación de electricidad (hasta 100 MWe) y / o aplicaciones térmicas, tales como desalinización de agua marina. El ciclo de vida de diseño es de 60 años, con un ciclo de recarga de combustible de 3 años. Un reactor a escala, de una quinta parte de la planta (65 MWt) está comenzando a construirse. (World Nuclear Association, “Nuclear Power in South Korea,” April 2006) Al parecer, el reactor usaría combustible de uranio de bajo enriquecimiento. El submarino propulsado a energía nuclear de Corea del Sur, requeriría combustible con uranio enriquecido, lo que elevaría una serie de cuestiones. La capacidad de enriquecer uranio no sólo proporciona a Corea del Sur con los medios para producción de combustible para submarinos nucleares, sino que también podría ser utilizado para la producción de uranio altamente enriquecido, utilizable para armas nucleares. Seúl desde hace mucho tiempo se abstuvo de enriquecimiento de uranio en el país, como parte de su programa más amplio de cooperación nuclear con los Estados Unidos, para las compras de uranio enriquecido para sus plantas de energía nuclear. En un momento en que Estados Unidos está tratando de detener la expansión de las capacidades de enriquecimiento a otros estados, la decisión de Corea del Sur para construir una planta de enriquecimiento de uranio, sin duda enturbiaría las relaciones con Washington. Además, la divulgación en el 2004, de experimentos secretos de Corea del Sur en el año 2000 de enriquecimiento de uranio por láser, plantea importantes preocupaciones a nivel internacional que podría proyectar una sombra sobre cualquier actividad de enriquecimiento de Seúl en el futuro, lo que provocó las sospechas de que podrían crecer las difíciles cuestiones diplomáticas para el país.

CONOCIENDO AL SMART El reactor SMART, es uno del tipo PWR avanzado de tipo integral, producirá una potencia térmica máxima de 330MW, fue desarrollado en el KAERI para desalinización de agua marina y la generación de

electricidad. El diseño conceptual del reactor de 330 MWt Integral (IR) se completó en marzo de 1999 y su desarrollo del diseño, terminó en marzo de 2002. Un proyecto nacional para la construcción de un reactor piloto en escala 1/5 de 65 MWt IR.

A diferencia de los PWR con bucle de tipo comercial, el 65 MWt IR contiene en el mismo reactor los componentes principales del circuito refrigerante primario, como el núcleo, dos bombas del circuito refrigerante principal (MCP), doce Generador de Vapor (SG), y el presurizador (PZR) está dentro de la del reactor a presión (RPV) como se muestra en la figura siguiente. Algunos datos del prototipo piloto del smart

• • • •

Multiproposito: Desalinisación de agua, y generación de energía Puede operar al 25% de su potencia nominal, operando a circulación natural Posee bombas de circuito primario para potencias más altas Para la versión de 65Mwt se cree tendrá 7 mts de alto y 3.5 de diámetro

Como se puede observar, el reactor Coreano SMART, resulta algo similar al argentino Carem, en cuanto a que es un reactor integrado, (presurizador, generadores de vapor), y que a hasta el 25% de su potencia nominal puede funcionar a convección natural (Carem es 100% con este principio, por lo menos el Carem-25). Lo cierto es que al tener este reactor “prototipo”, con una altura de solo 7 metros de alto, permite ser instalado en submarinos. Cabe destacar que también es similar en parte al reactor del submarino Rubis Frances, no solo por ser también un reactor integrado, sino que permite operar a baja potencia sin utilizar sus bombas del circuito primario (usando convección natural), siendo más silencioso.

CAPITULO 2 Efectos de la Variación del enriquecimiento de uranio en el diseño de reactores nucleares submarinos Thomas D. Hipólito Jr.

Algunas ventajas y desventajas de diseño existen entre el uso del Uranio Altamente Enriquecido (UAE o con sus siglas en ingles HEU) con respecto al uso de uranio poco enriquecido (UPE – LEU en ingles), como combustible de reactores nucleares submarinos, en lo que respecta a factores tales como la vida, tamaño, potencia total, y seguridad de los reactores. Para evaluar estas compensaciones, se analizará tres diseños de reactores de potencia 50 MWt (mega watt térmicos) con combustible de uranio enriquecido al 7%, 20% y el 97,3% respectivamente. Los diseños del 7% y 20% se supone que son alimentados con combustible de dióxido de uranio (U02) en una "configuración de caramelo", mientras que el diseño del 97,3% se supone que es del tipo de dispersión. (Los diseños son modelados usando el código de cálculo EPRI-Cell en el Laboratorio Nacional de Argonne). Se concluyó que el núcleo enriquecido al 20% podría ser diseñado para que tenga un curso de la vida igual a 1200 fpd (días plena potencia) como el del núcleo enriquecido al 97,3%. El núcleo enriquecido 7%, no pudo mantener la criticidad durante este período. Sin embargo, este núcleo podría alcanzar, un vida de 600 días a plena potencia. El 7% y 20% son núcleos más grandes que el núcleo del 97,3%. Sin embargo, el uso de un diseño integrado y no con un diseño del tipo bucle, podría compensar el tamaño. Este estudio fue motivado por el proyecto de adquisición de submarinos de ataque propulsados por energía nuclear (SSN), por tres estados sin armas nucleares (India, Brasil y Canadá). Existe la preocupación de que la posesión podría facilitar la proliferación de las armas nucleares proporcionando ya sea: (1) la posibilidad de desvío del material fisión utilizado, como combustible, o (2) una justificación para el desarrollo de la capacidad de enriquecimiento de uranio. Los reactores de los submarinos de EE.UU. y Gran Bretaña, son alimentados con uranio altamente enriquecido, por regla general EEUU al 97,3%. Sin embargo Francia, ha desplegado SSN alimentados con uranio poco enriquecido (UPE); típicamente menos de 10%. Por convención, el uranio para armas nucleares (UAA), uranio altamente enriquecido (UAE) y el uranio poco enriquecido (UPE) se define como el uranio que tiene un contenido U235 de más del 90%,superior al 20% y menos del 20%, respectivamente. UPE se considera que es menos preocupante desde el punto de vista de la proliferación de armas, (aunque más plutonio se produzca en un reactor con combustible con UPE). Por esta razón, es generalmente más fácil de comprar uranio poco enriquecido en el mercado internacional, lo que reduce el argumento de la necesidad de desarrollar capacidad de enriquecimiento propias. El propósito de este estudio es evaluar las ventajas y desventajas que conlleva la utilización de UAE vs. UPE como combustible del reactor de un SSN, en lo que respecta a factores como la vida de este, tamaño del núcleo, y seguridad de los reactores.

Los requisitos de potencia para un submarino se relacionan con su velocidad, por la siguiente ecuación: 2/3 3 P = 0.06977 * Cd * V *v Donde: P = potencia de propulsión (MW) Cd = coeficiente de arrastre V = volumen de desplazamiento (m3) v = velocidad de avance (nudos) Para un submarino como el Rubis de diseño francés de 2385tons (2385m3) de desplazamiento en la superficie, y sumergido 2670tons (2670m3) de desplazamiento, la

potencia al eje estimada para diferentes velocidades hacia adelante, calculado por la ecuación, se presentan en la tabla siguiente.

Velocidad (nudos)

Potencia Propulsión Kw

Potencia Submarino Kw

Total Kw de potencia de generación

0

0

15

15

1

0

15

15

2

4

15

19

3

12

15

27

4

29

15

44

5

56

15

71

6

97

15

112

7

154

15

169

8

229

15

244

9

326

15

341

10

448

15

463

11

596

15

611

12

773

15

788

13

983

15

998

14

1,228

15

1,243

15

1,511

15

1,526

16

1,833

15

1,848

17

2,199

15

2,214

18

2,610

15

2,625

19

3,070

15

3,085

20

3,581

15

3,596

21

4,145

15

4,160

22

4,766

15

4,781

23

5,446

15

5,461

24

6,188

15

6,203

25

6,994

15

7,009

26

7,867

15

7,882

27

8,810

15

8,825

28

9,826

15

9,841

29

10,916

15

10,931

30

12,085

15

12,100

31

13,334

15

13,349

32

14,667

15

14,682

33

16,085

15

16,100

34

17,592

15

17,607

35

19,191

15

19,206

Estas cifras se representan con una hélice combinada con una eficiencia del sistema de transmisión de alrededor del 75%. Estos potencias se calculan para un coeficiente mínimo de fricción (IRC = 0,025). Sin embargo, para un submarino con un coeficiente hidrodinámico de 0,035, que no es inusual, dependiendo del estado general del casco, la potencia de arrastre, este requisito puede aumentar hasta en un 40%.

Uno debe tener en cuenta, el aumento de potencia de propulsión con el cubo de la velocidad de avance. El Rubis puede ser considerado como un submarino de tamaño intermedio (en comparación con los más pequeños de los SSK, y los grandes SSN), cuyo desplazamiento de volumen y las necesidades totales de energía servirá de base de diseño. Los submarinos debe ser capaces de poder tomar acciones evasivas que requieren de alta velocidades, de 25-30 nudos o más. Desde un SSK sumergido, esa velocidad sólo puede lograrse por un muy corto período de tiempo, normalmente una hora como máximo. Esto se debe a los requisitos tremendos de potencia de propulsión, que rápidamente agotan el banco de baterías. Los SSKs pueden mantener una velocidad media (de unos 13 nudos sumergidos), y cuanto mayor sea la velocidad media, mayor será la "Tasa de indiscreción" o el porcentaje de tiempo que el submarino debe estar en superficie para hacer snorkel. De este modo, un SSK es altamente vulnerable a la detección por los radares, visual, IR, etc, y al ataque de buques de superficie, aeronaves y otros submarinos. Por el contrario, la mayoría de los SSN puede mantenerse a una velocidad media de 25-35 nudos sin acercarse a la superficie, y tienen una autonomía bajo el agua que sólo está limitado por la resistencia de la tripulación. El SSN por lo tanto puede desarrollar una alta velocidad, largas distancias, viajando de una parte del mundo a otro sin ser detectados. Y sólo los SSN son capaces de viajar bajo el hielo polar. En consecuencia, un SSN es un vehículo de maniobra, y las capacidades e invulnerabilidad relativas, proporcionan una mayor flexibilidad de operación. Es evidente que un SSN es más deseable como plataforma militar que un SSK. Sin embargo este cuesta mucho más que SSK. sobre todo si se tiene en cuenta la necesidad de una formación de apoyo más sofisticada. Los sistemas de propulsión de submarinos nucleares en general, consisten en un pequeño (En relación a los reactores de energía comercial) reactor de agua ligera a presión (PWR). Una planta típica de reactores de agua presurizada se muestra en la Figura

El agua del circuito primario se distribuye a través del núcleo entrando a una temperatura de 290°C y de salida más o menos de 320°C. El agua sale del reactor, y entra en un intercambiador de calor o generador de vapor donde el calor es transferido a un bucle secundario con una temperatura de entrada de aproximadamente 225°C y de salida de 285°C respectivamente. El vapor se utiliza para accionar una turbina que puede ser conectada mecánicamente, ya sea una caja reductora en el que se baja la velocidad de rotación del eje y se utiliza para propulsar la hélice del barco directamente, o a un generador eléctrico para la propulsión a través de un motor eléctrico (o sistemas mixtos)

Cuando el agua del circuito primario fluye a través del núcleo, se expone a un flujo de neutrones, y cuando esta reacción se lleva a cabo, el personal en el submarino no puede tener contacto con cualquier parte del circuito primario durante la operación del reactor, dado que podría recibir una dosis de radiación gamma muy significativa. Así es que la planta de submarinos nucleares se compone de dos secciones básicas. 1) Un compartimento de blindaje radiactivo que contiene el reactor, un presurizador del circuito, un generador de vapor (o intercambiador de calor) y una bomba refrigerante del circuito primario. 2) Un compartimento de maquinarias no radiactivo que contiene el vapor de agua del secundario, las turbinas, tren de potencia y condensadores. El generador de vapor (intercambiador de calor) sirve como una barrera para evitar que la radioactividad deje el compartimiento protegido. También hay que señalar que el personal puede entrar en el compartimento blindado, aproximadamente un minuto después de la parada del reactor. Durante la vida útil del reactor, los productos de fisión se previenen de escapar al medio ambiente, por un total de cinco barreras separadas. En primer lugar, la metalurgia del combustible se optimiza para conservar los productos de fisión en la matriz propia del combustible. En segundo lugar, los elementos de combustible se sellan herméticamente en tubos de metal, o de sándwich entre placas de metal conocidas como revestimiento. En tercer lugar, el combustible en todos sus elementos se encajona en la vasija del reactor. En cuarto lugar, el sistema de propulsión nuclear, está contenida en una bolsa de aire dentro del compartimento del submarino. Quinto, el casco de presión del propio submarino sirve como frontera al ambiente exterior. Debido a las limitaciones de volumen y peso en el diseño de submarinos, (la primer variables es más restrictiva), resulta deseable mantener la planta de energía tan pequeña y compacta como sea posible. El blindaje representa un gran porcentaje del peso total de la planta, es especialmente conveniente, mantener el núcleo del reactor y generador de vapor lo más pequeño y compacto como sea posible. Esto puede lograrse mejor si los componentes en el compartimiento blindado son construidos con un diseño integrado, como la desarrollaron los franceses por la empresa, Technicatome, y empleados en todos los SSN de Francia. En este diseño, el reactor, el generador de vapor, y la bomba de refrigerante primario son integrados en una unidad, eliminando componentes separados y de gran diámetro en la interconexión de tuberías del circuito primario. Los siguientes criterios se han empleado en el diseño del reactor nuclear de este estudio. 1) El estudio del diseño básico se puede simplificar con un cálculo neutrónico unidimensional, de los elementos combustibles para los efectos comparativos de este proyecto. El Código EPRI cell, que calcula el espacio, la energía y quemado del espectro de neutrones dentro del reactor de agua ligera, y las placas de combustible. 2). Para este estudio los parámetros termo-hidráulicos de la temperatura del combustible y tipos de flujo necesarios, se suponen que no se limitan en el Este juicio es avalado, en vista a las experiencias de funcionamiento con los arreglo elegidos en el diseño mecánico de combustible (es decir, pruebas de Engineering Test Reactor, ETR, de el National Reactor Testing Station operado por Idaho National Engineering )

3) Se supone a fin de ampliar el grado de quemado de combustible, el combustible o elementos cercanos al centro del núcleo se agotan más que los que están en la región externa. En una maniobra los elementos combustibles cerca de las regiones exteriores del núcleo se cambian con elementos de combustible cerca del centro. Por lo tanto la reactividad total disponible del núcleo se incrementa. 4) Para ahorrar espacio, los núcleos del reactor y los componentes de los reactores con bajo nivel de enriquecimiento, se suponen que son construidos con el diseño integral como los del Rubis francés (ver imagen siguiente), lo que permite el uso de un núcleo de reactor más grande.

Los objetivos de los cálculos actuales son proporcionar: 1) Las comparaciones de tamaño del núcleo del reactor para enriquecimiento de uranio de 7%, 20% y 97,3% con diferentes cantidades y la distribución de veneno quemables de óxido de gadolinio (Gd2O3). (Un veneno quemable es un material absorbente de neutrones colocados en lugares determinados de un elementos combustibles con el fin de reducir el exceso de neutrones). 2) Estimar los parámetros de seguridad tales como vacío, Doppler, y coeficientes de temperatura de la reactividad en función del enriquecimiento y la cantidad de veneno quemable, Gd2O3, presente en el reactor. 3) Información de quemado de combustible y la acumulación de plutonio en los reactores de bajo enriquecimiento, y comparar potencias y ciclos de operación. Estos resultados pueden usarse como base para decidir si los casos seleccionados deben ser calculados con más detalle, incluyendo la distribución del veneno quemable y / o el enriquecimiento para poder aplanar y mejorar el grado de quemado. Al llegar a los objetivos antes descritos, se pueden sacar conclusiones acerca de los efectos, en su caso, de Uranio poco enriquecido (UPE o LEU) utilizando como combustible en lugar de uranio altamente enriquecido (UAE o HEU), y en el diseño y operación de submarinos. Por ejemplo, si los núcleos de uranio poco enriquecido, resultan ser significativamente mayores que el núcleo de uranio altamente enriquecido para un reactor dado. Un casco más grande puede ser necesario, para la los del tipo de UPE, en comparación con el uranio altamente enriquecido. Además, en cuanto a la vidas operacionales de los núcleos de los reactores con UPE, son más cortas que el de la UAE. El cambio de combustible nuclear, se trata de una operación importante para los diseños de muchos submarinos, requieren el corte del casco, lo que aumenta el tiempo que el submarino esta fuera de servicio, y los diseñadores de submarinos en general han evitado el uso de escotillas, debido a problemas de sellado a grandes profundidades. Sin embargo, los franceses con la clase Rubis hace uso de grandes escotillas para repostar. Para que un SSN con un desplazamiento similar al volumen sumergido de la clase Rubis, alcanzar velocidades hacia adelante de 25 a 35 nudos, se requiere de una potencia del reactor de aproximadamente 50 megavatios térmicos. Esto basado en un reactor tipo PWR con eficiencia de planta termodinámica de 33%, produce una potencia en el eje de 16.35MWe. Como se mostró en la Tabla de relación potencia velocidad, esto corresponde a una velocidad de avance aproximada de 33,2 nudos. Como resultado, este estudio de SSN se centra en los reactores de potencia de 50 MW térmicos. Para este análisis se adoptará como combustible el dióxido de uranio, UO2, y el Zircaloy como el material de revestimiento. Utilizar UAE, permite una menor concentración o fracción de volumen de combustible en los elementos combustibles para una determinada dimensión que el de uranio poco enriquecido. En el caso de uranio altamente enriquecido el volumen no ocupado por el combustible está ocupado por zircaloy. El UO2 es

una cerámica de pobre conductividad térmica y el zircaloy tiene una conductividad térmica relativamente alta. Es por ello que los reactores con UAE pueden funcionar con una tasa mayor de calor, o mayor densidad de potencia. Esto es así porque la conductividad térmica efectiva de la mezcla de UO2 y zircaloy presente en los elementos de combustible de UAE es más alta que en el presente en los elementos con UPE. Basados en una revisión de la operación de las actuales experiencias, la comparación de los reactores con uranio altamente enriquecido y los reactores de uranio poco enriquecido, la densidad de potencia máxima para el reactor con UAE se fijó en aproximadamente 1000 kW/L, y para los reactores de uranio poco enriquecido se fijó sobre 100 kW/L. Para un reactor operado con combustible de UO2 enriquecido al 93%, operado en el Advanced Test Reactor en el Idaho National Engineering Laboratory, tuvo un promedio de energía de cercano de 2600kW/L. Y reactores comerciales PRW alimentados con uranio poco enriquecido en torno al 3% de enriquecimiento promedio, operaran con una densidad de potencia máxima de 250 kW/L. Para ser conservador, las densidades de potencia máxima que se aplicará a estos cálculos se han reducido. Para cada diseño del reactor para ser considerado para este análisis de estudio, tendrá un límite promedio mínimo de densidad de potencia de 50kW/L, para garantizar la capacidad del reactor para producir vapor. Otro parámetro de diseño importante que se estimó, es la relación entre la tasa de generación de calor máxima y la tasa media de generación de calor o, simplemente, el factor de potencia pico. Factor de potencia de pico = (Calor máximo generado)/(Calor promedio generado)

Para un reactor típico no reflectivo (reactor desnudo) el factor es de aproximadamente 3,6. Sin embargo, para un reactor reflejado se reduce a cerca de 2.5. El diseño de reactor considerado aquí, se supone que es reflejado por una capa de agua liviana. Es posible reducir aún más el factor de pico por una distribución no uniforme de veneno consumible o quemable, sin embargo esto no será investigado en este estudio. En este estudio, los núcleos de los reactores de UPE con enriquecimiento de 7% y 20%, y un núcleo de uranio altamente enriquecido a 97,3% fueron modelados. El valor de enriquecimiento de los SSN de EEUU y Británicos es de 97,3%. Los núcleos de los reactores de SSN de EE.UU. reportan tener intervalos de recarga de combustible de más de 12 años, mientras que los diseños mas nuevos, se acercarse a intervalos de recarga de más de 30 años (Clase Virginia), o sea toda la vida útil de submarino. Por lo tanto para el núcleo de uranio altamente enriquecido a ser analizados en este estudio, la vida de diseño de funcionamiento sin recarga de combustible, se fijó en 20 años. Estos intervalos de recarga de combustible se basan en un tiempo de servicio del submarino de 240 días por año en el mar mientras se opera a un promedio de 25% de la potencia máxima, o 60 fpd (días completos a plena potencia). Se sabe que el diseño francés del tipo Rubis, es alimentado con uranio de tres enriquecimientos diferentes cuyo promedio es inferior al 10%. El valor de 7% fue seleccionado ya que los franceses han informado los planos detallados de los elementos combustibles para reactores de investigación, con el 7% de enriquecimiento. Este diseño de elementos combustibles, no fue posible alcanzar un intervalo de recarga de 20 años de núcleo para un reactor de 50 MWt alimentado con uranio con enriquecimiento de menos de 10% sin aumentar el tamaño del núcleo y bajar la tasa media de generación de calor volumétrica. Un valor demasiado bajo, dará lugar a una suba escasa de la temperatura del líquido refrigerante en el núcleo del reactor. Así que, un intervalo de recarga de 10 años, fue seleccionado como un parámetro de diseño para el núcleo de uranio poco enriquecido (7%). Nuestro objetivo fue determinar los efectos posibles o diferencias en el diseño del submarino, y la operación entre submarinos alimentados con la UAE y los alimentados con UPE. Así, dio como resultado, reactores con UPE con un intervalo de recarga de combustible de 20 de años (como los de UAE), y se lograría con combustible con uranio enriquecido al 20%. A lo largo de un tiempo de vida del reactor, los cambios de reactividad desde un valor máximo, a un valor mínimo, en el que el reactor ya no puede operar. El valor máximo es determinado por el total de reactividad negativa posible que puede ser insertada por barras de control. El mínimo se encuentra en algún punto por encima de cero en cuanto a reactividad, con el fin de compensar la acumulación de un cierto valor máximo, de los isótopos Xe137 que absorbe los neutrones, y apaga el reactor. Este isótopo, resultada del decaimiento de ciertos productos de fisión. Durante la vida útil de un núcleo del reactor, el grado máximo de quemado de combustible admisible puede ser alcanzado antes del valor mínimo de reactividad. En este punto, la integridad estructural del elemento combustible, no puede estar seguro de si el proceso de fisión permitiría continuar. Esto se debe a la acumulación de presión de gases de fisión (algunos de los productos de la fisión son gases) y daño por irradiación a la matriz de combustibles.

Potencia Térmica MWt Límite de densidad de potencia Kw/litro (q"ave) Mínima densidad de potencia Kw/litro (q"ave) Limite mecánico de quemado (MWd/t) Promedio de años de operación sin repostaje a 60 FPD al año Rango de las barra de control de reactividad K(eff) máximo Rango de las barra de control de reactividad K(eff) mínimo Factor de pico

Reactor con UPE

Reactor con UAE

50 MWt 100 kw/litro 50 kw/litro 60.000 MWd/t

50 MWt 1000 kw/litro 50 kw/litro -

10 años 1.24 1.04 2.5

20 años 1.24 1.04 2.5

Consideraciones sobre los Materiales Elementos combustibles para reactores nucleares consisten en un sistema de interacción de materiales que incluye el material combustible, material de revestimiento, y material de control de la reactividad (es decir, veneno quemable). Para el óptimo rendimiento requerido para un reactor de un SSN, debe tener un tamaño pequeño, alta densidad de potencia, y máximo tiempo entre períodos de recarga de combustible. Este sistema de materiales permite una economía de neutrones, máximo quemado, y resistencia a la corrosión. Debe alcanzar estos objetivos, estando sujeto a un medio ambiente en el que se encuentran en el núcleo de un PWR, que incluye flujos de neutrones de alta energía, así como alta temperatura de funcionamiento, presiones del sistema, gradientes térmicos y el flujo de calor. También es de gran importancia la compatibilidad química de los materiales de los elementos combustible con respecto a los demás, y con el refrigerante del reactor (es decir H2O). Los materiales también deben ser capaces de resistir transitoriamente condiciones anormales, sin fallos, y mantener la geometría refrigerable en condiciones de accidente como un LOCA ((loss-of-cooling-accident o Accidente por perdida de líquido refrigerante) o LOFA (loas-of-flow-accident o Accidente por perdida de flujo). Un elemento combustible compuesto por un determinado conjunto de materiales, pueden cumplir con un determinada cantidad de objetivos de rendimiento, para un determinadas condiciones de operación del reactor. Sin embargo, el elemento combustible puede ser totalmente inadecuado cuando se expone a un ambiente de reactores diferentes. Por ejemplo, un elemento combustible dado, puede funcionan satisfactoriamente en un reactor de investigación de baja temperatura, utilizado para la producción de neutrones, pero puede derretirse, o corroerse rápidamente cuando está expuesto a las temperaturas relativamente más altas de un reactor de potencia, o un reactor de propulsión de un SSN. Consideraciones sobre el Combustible Nuclear Los objetivos de desempeño, y el entorno operativo del reactor antes citados, deben ser considerados para la determinación de la finalidad y la forma del elemento combustible y el espesor del revestimiento. El componente central y más importante de un reactor nuclear es el material combustible en el que la energía se produce a partir del proceso de fisión nuclear. En la mayoría de los casos, la vida útil del elemento de combustible está limitada por el mismo material combustible. Para un reactor alimentado con uranio altamente enriquecido, la vida operacional del elemento de combustible es a menudo limitado por el comportamiento mecánico del combustible cuando es irradiado en el medio ambiente del reactor. Para el reactor alimentado con uranio poco enriquecido, el curso de la vida es a menudo limitado por la reactividad disponible suministrada por el elemento combustible. La limitación de la reactividad de los resultados de combustible con UPE tiene dos efectos, la concentración de material fisionable puede ser baja en comparación con el caso de uranio altamente enriquecido, y el uso de UPE agrega mas material absorbentes de neutrones, con U238 ( con reactividad negativa). Requisitos a cumplirse Los requisitos funcionales que repercuten en la seguridad para el combustible de un pequeño reactor de potencia es: Requisitos de seguridad 1. Posee adecuadas características neutrónicas, como el coeficiente de reactividad negativo, exceso de reactividad adecuado, etc.; 2. Permitir condiciones de transferencia de calor adecuadas;

3. El recubrimiento debe ser capaz de retener los productos de fisión (la prevención de su distribución en el refrigerante), acomodando los efectos perniciosos posibles en material (densificación, hinchazón, deformación del revestimiento, etc.); 4. Los materiales utilizados en su construcción deben ser resistentes a los efectos químicos como corrosión bajo tensión, fragilización por hidrógeno, etc; 5. El diseño de base, debe considerar la acción de las fuerzas relacionadas con el flujo suave, resistente a las tensiones causadas por cargas laterales y axiales, y tener en cuenta los efectos de la vibración, la fricción, ascensor y pulsos de presión; Requisitos de funcionamiento 6. El logro de altos niveles de quemado de combustible; 7. Largo período de permanencia, entre las recargas, en el interior del reactor. Teniendo en cuenta que la propulsión naval con características específicas, pueden incluir: Requisitos Navales 8. Poseer dimensiones reducidas; 9. Soportar cargas mecánicas derivadas de cíclicos transitorios u operacionales específicos, con períodos de aumento y reducción de la potencia en alrededor de 60 s; 10. Pueda resistir cargas extremas, con aceleraciones equivalentes a 50 g.

Descripción de los Criterios de seguridad Esta sección, presenta los principales criterios de seguridad aplicables a un reactor con combustible tipo placa. Requisitos de seguridad neutrónica Estos requisitos neutrónicos, están relacionados con el coeficiente de reactividad de neutrones, margen de apagado y enriquecimiento. El principal criterio de seguridad, es asociado al coeficiente de reactividad, sale de la suma de todos los coeficientes de reactividad relacionados con el núcleo del reactor, es negativo hasta el momento en que este se torne crítico. Este criterio tiene por finalidad proporcionar las características de seguridad intrínsecas al reactor, prevenir la ocurrencia de accidentes causados por las excursiones de potencia. El establecimiento de los límites de enriquecimiento como un criterio de seguridad, ocurre siempre en relación con la protección de salvaguardas y de criticidad, y siendo utilizadas en la etapa de fabricación, manipulación y el transporte. Para algunas aplicaciones, donde se requieren altas tasas de quemado, se podría adoptar combustibles con un alto grado de enriquecimiento. Requisitos de Seguridad Termo hidráulicos Para un funcionamiento seguro de los reactores, es necesario que el diseño de los elementos combustible, deban garantizar condiciones adecuadas de refrigeración de las mismas. El régimen de ebullición, así como las tasas de transferencia de calor observado en los reactores de investigación y de potencia, guardan diferencias entre si. En términos de flujo, o la mecánica de fluidos, los reactores de pequeño porte, se muestran similares a un reactor de investigación de placas, el criterio de inestabilidad de flujo seleccionado deriva de este tipo de reactor. Con respecto al enfoque térmico, el requisito que deben cumplir es el DNB (("Departure from Nucleate Boiling "). DNBR - Departure from Nuclear Boiling Ratio En términos de diseño, uno de los criterios clave para garantizar la integridad estructural del revestimiento frente al flujo crítico de calor o DNBR. El DNBR corresponde a la situación física del establecimiento del flujo crítico de calor, habiendo un aumento en la densidad de burbujas de vapor que se forman a lo largo del revestimiento de la superficie en contacto con el combustible. Se evalúa, la formación de una película de vapor alrededor de la capa superficial. En esta condición, la tasa de transferencia de calor por convección se reduce drásticamente, con un aumento sustancial en la temperatura del revestimiento de combustible ("boiling crisis"). El análisis de flujo crítico de calor para un determinado tipo de arreglo de combustible, el estudio comienza con los parámetros de correlación, es decir, aquellas que influyen directamente en la proceso de transferencia de calor, son:

1. La presión del refrigerante 2. El flujo de refrigerante 3. Calidad de Equilibrio Termodinámico. 4. Grado de sub enfriamiento 5 Factor de Pico 6. Distribución axial de potencia.

Inestabilidad del flujo de refrigerante La ocurrencia de inestabilidades en el flujo de refrigerante a través de canales de refrigeración puede causar que el sistema, alcance a sufrir un flujo crítico de calor antes de tiempo, es decir, esto se puede lograr mucho antes que en comparación con una condición de flujo estable Requisitos de seguridad de Daños irradiación Además del objetivo principal de la transferencia de la energía generada en el condensador, el elemento combustible, desde el punto de vista de la seguridad, debe permanecer intacto a lo largo de su ciclo de vida en el reactor, convirtiéndose así en uno de los obstáculos a la liberación accidental de material radioactivo en el refrigerante. Los irradiación de materiales combinado con elevadas temperaturas, hace que sea posible la ocurrencia de mecanismos difusivos, aumentando la movilidad interatómica, y permitiendo en algunos casos, la concentración de defectos. Estos cambios microestructurales llevar a cambios sustanciales en el comportamiento físico-mecánicas del material. Los modos de fallo y los mecanismos de daño de la radiación se correlacionan con varios factores tales como su geometría (tipo placa o de la barra), cómo el compuesto de combustible esta dispuesto (dispersión, caramelos, barra en pastillas), constitución del combustible (es decir, los materiales que lo componen) y, finalmente, su lógica operativa (relacionado con el tipo de empleo en los reactores de investigación o en los reactores de potencia, etc.) A continuación, se presentan algunas consideraciones sobre daño por irradiación. Hinchazón del compuesto de combustible compuesto - Límite de temperatura del combustible El aumento de la temperatura del combustible, especialmente para el uranio metálico y sus aleaciones, tiene una gran influencia en los procesos de expansión y por ende del daño estructural del mismo. Para estos, la hinchazón o ampollas (Sweiling) del compuesto combustible, está altamente correlacionado con el aumento de su temperatura. Interacción entre el combustible y matriz o revestimiento – Temperatura Límite del Combustible Uno de los mecanismos que promueven el empollamiento del combustible, es la interacción entre el compuesto combustible y la matriz metálica que lo sostiene. Para los casos estudiados, los combustibles utilizados en los reactores de investigación, la fase de generación de la interacción entre el compuesto combustible y su matriz de revestimiento (de aluminio), mostraron una fuerte dependencia con el aumento de la temperatura. Requisitos de seguridad como cargas internas y externas Límite de Cargas y los límites de deformación termo mecánicos Para esta prueba se llevó a cabo un análisis detallado de los tipos y magnitudes, de esfuerzos activos en los elementos combustibles, lo que hace un análisis de estrés y las tensiones (de forma conjunta con el análisis térmico) que se somete. Para los elementos combustibles de tipo de vara en las plantas de energía nuclear son adoptados límites de diseño conservadores, es decir, el límite máximo esta en torno al 1 % del límite del material de la barra. Para la deformación máxima es adoptado valores de 1,0% para la tensión circunferencial, y elástica. Por deformación axial y tangenciales, inducidas permanente por el sweiling de combustible, cuando se acercaba el final del ciclo de funcionamiento del mismo, se adopta el límite de 2,5%. Para los elementos combustibles tipo placa con cernes de dispersión, los mecanismos de deformación intema dependen generalmente de a dos causas principales promotoras de el "sweiling"; • La acumulación de productos de fisión gaseosos en la matriz metálica del combustible; • Formación de fases de interacción entre el compuesto combustible y revestimiento cuando se da la interdifusión atómica aumentada por la irradiación.

Velocidad crítica del flujo de refrigerante El proceso de fabricación de elementos combustible en forma de placas, conlleva necesariamente, una cierta desviación de paralelismo entre ellos. Teniendo en cuenta la situación en la que las desviaciones de las placas adyacentes ocurran en sentidos opuestas, habrá un estrechamiento de la salida en relación a su tamaño nominal original, como resultado un aumento en la velocidad el flujo en donde acurre el bloqueo, y una reducción en la velocidad de flujo en las casillas adyacentes simétricamente opuestas. Dependiendo de la magnitud de la deformación, puede dar lugar a sobrecalentamiento local de las placas, mediante la reducción del flujo de refrigerante disponible para el intercambio de calor en el canal de refrigeración.

Requisitos de seguridad en cuanto a corrosión e incrustaciones Una de las características principales relacionadas con los combustibles tratados en este trabajo, se refiere al largo período de su estancia en ambiente operativo en que se encuentran en un reactor de potencia. Por tanto, deben presentar una gran compatibilidad con el comportamiento con el refrigerante y adecuada resistencia a los fenómenos asociados a la corrosión y las incrustaciones. La oxidación y la hidratación Uno de los principales parámetros que limita la vida útil del combustible son la corrosión del revestimiento (zircaloy). Por lo tanto, se hace necesario, especialmente para los combustibles que han sufrido una elevada tasa de quemado, la realización de un análisis situado para verificar que la oxidación y máxima hidratación de la capa se alcanzado. Los procesos de oxidación y la hidratación se correlacionan directamente al propio desempeño del combustible. El proceso de oxidación se desarrolla degradando propiedades importantes del materiales del revestimiento, entre ellos, su conductividad térmica. La hidratación procede al debilitamiento de la pared, tornándose más crítica a altas exposiciones. El desarrollo de nuevas aleaciones de circonio (Zircaloy 2. Zircaloy 4) con el cambio en la composición de los elementos constitutivos, a lo largo de estos últimos años, a tenido como objeto, mejorar el rendimiento de estos materiales contra estos procesos de degradación. En cuanto a los criterios de diseño, los límites máximos permitidos son alrededor de 100 micrones para el espesor de una película de oxidación, y de 500 a 600 ppm para la concentración de la hidratación, teniendo en cuenta que dichos límites sólo pueden ver al final del ciclo del combustible. Estos valores fueron obtenidos de la práctica operacional acumulada de las centrales nucleares, correspondiendo a los máximos valores tolerados. Incrustaciones - Crud Deposition (CDs) Se considera como criterio que está indirectamente relacionado con la seguridad de la planta, ya que la cantidad y composición de las incrustaciones, puede influyen marcadamente en el desempeño del revestimiento, en cuanto a los procesos corrosivos. El tipo de material utilizado en el recubrimiento, como la forma en que el fue manufacturado durante la fabricación, podría ocasionar o no el desarrollo de CD's. La composición de estos CD's pueden afectar a la corrosión del revestimiento de manera localizada, y estos actúan hecho de como aislante térmico en las regiones afectadas. La características químicas del agua desmineralizada del circuito primario, también influyen en el tipo, y el aspecto de la formación de la corrosión. Componente de elementos tales como Zn, Ni o Fe (de valencia 2 y 3) puede determinar el tipo de incrustación, que afectan a la tasa de corrosión en sí. El análisis del proceso de corrosión largo del tiempo muestra que estrategia para el tratamiento químico del refrigerante a utilizar deben ser continuamente basadas en las correlaciones entre CD's y la dinámica de la corrosión. Requisitos de seguridad de los daños de accidentes Accidentes como el de expulsión de barras o la producción de eventos LOCA (Accidente por perdida de

líquido refrigerante) pueden ocurrir en los reactores PWR. Los combustible tipo placa, deben ser capaz de soportar adecuadamente las consecuencias de tales accidentes. Fragmentación de combustible - RIA (Reactivity Initiated Accidents) Este criterio se debe a la necesidad de mantener la geometría de refrigeración, y para evitar la generación de puntos de presión en la línea del canal refrigerante. El criterio de pico de entalpía en el combustible, se utiliza como valor de referencia para el límite de ocurrencia de accidentes tipo RIA. Con base en las mediciones realizadas en las pruebas de RIA, se adoptan valores de 280 cal / g para el pico de entalpia. Este valor corresponde a la situación donde ocurre la fisión del UO2, causando la fragmentación del revestimiento y la expulsión de partículas de combustible. Para otros componentes y configuración de combustible, el pico o límite de entalpía debe ser determinado. Falla de combustible – RIA Sobre la posibilidad de ocurrencia de un RIA, el se debe calcular el porcentaje de fallas en las barras de combustible, y así poder calcular mediante la estimación de la dosis de radiación que se envía a los individuos. Las cargas sísmicas Durante un sismo, los elementos combustibles están sometido a una serie de cargas dinámicas y pudiendo llevarlos a la ocurrencia de impactos entre si y contra la pared del vaso del reactor. El criterio adoptado por muchos países para sus reactores de potencia, deben también adoptarse para reactores pequeños de este análisis.

CRITERIOS DE SELECCIÓN DEL COMBUSTIBLE

El material combustible debe ser cuidadosamente elegido para los elementos combustibles, para cumplir con los objetivos de diseño para un reactor de un SSN, para lograr un máximo quemado de combustible, una máxima vida útil de funcionamiento, resistencia a la corrosión y la capacidad de mantenerse ante accidentes. En la siguiente sección, se enumeran las características del material combustible, que permiten al elemento combustible poder satisfacer estos objetivos: 1) Con el fin de producir una temperatura necesaria de salida de refrigerante del reactor de 320°C para producción de vapor, se requieren de combustibles de alta temperaturas. Así, el punto de fusión del combustible debe estar lo suficientemente por encima del rango de temperatura máxima operacional de trabajo del elemento combustible, para proporcionar un margen de seguridad en el caso de un accidente, que eleva la temperatura del elemento combustible. La combinación de la conductividad de combustible y punto de fusión debe ser compatibles, para permitir este margen de temperatura. 2) El material combustible debe tener una estructura cristalina en el rango de temperatura de funcionamiento del reactor (es decir, a la temperatura máxima de funcionamiento). Los cambios en la estructura cristalina se suele ir acompañado de un cambio de volumen que puede dañar el elemento de combustible. 3) Para preservar la integridad de los elementos combustibles durante la vida en el reactor, el material combustible debe ser químicamente y metalúrgicamente inerte, respecto al refrigerante del reactor y el revestimiento de los elementos combustibles. 4) Con el fin de conservar la reactividad, el componente no fisionable de el material combustible, debe tener una relativa baja absorción macroscópica de neutrones. 5) El combustible debe exhibir un buen comportamiento a la irradiación. La fisión de los átomos de uranio o plutonio producen una amplia gama de subproductos de fisión. Entre ellos, gases nobles de xenón y criptón, que se producen en aproximadamente el 30% de todas las fisiones. El Xenón también se produce por el decaimiento de otros productos de fisión, o de otros precursores como el yodo. Estos gases pueden permanecer en el combustible y se forman burbujas que hacen que el combustible se hinche, o también los gases se distribuyen por la superficie y en contacto con el revestimiento. En cualquier caso, el revestimiento está sujeto a una presión que se eleva de manera constante con el quemado del combustible. Cuando la presión ejercida interiormente por el gas de fisión, superar la presión del refrigerante, hacer que el revestimiento pueda colapsar. Por lo tanto el comportamiento de gases de fisión es un factor importante en lo que respecta a la selección de un combustible del reactor en particular. El material combustible ideal conserva los gases de fisión dentro de su estructura y se resiste a la su dilatación. 6) El material combustible debe permitir la carga máxima de uranio por unidad de volumen de

combustible. Al imponerse un límite de enriquecimiento sobre el combustible, produce dos efectos que deben ser considerados. Bajo enriquecimiento de uranio implica mayor % de U238, para mantener la misma cantidad de U235, que reduce la reactividad del elemento combustible. Muchos de los elementos combustibles de reactores, utilizan UPE con suficientemente baja reactividad inicial, que hace impráctico el uso de los elementos combustibles. Cabe señalar que hay tres formas de recuperar la pérdida de reactividad por el uso de uranio poco enriquecido: (1) el uso de mayor carga de combustible de uranio (2) el uso de material reflectivo con mayor performance (3) aumentar el tamaño del núcleo CONSIDERACIONES SOBRE LOS COMBUSTIBLES En general, los combustibles nucleares en existencia hoy, consisten en una mezcla de material fisionable con no fisionable. En este caso, y como se dijo anteriormente, el material fisionable U-235, esta conjuntamente con U-238. Esta mezcla es casi siempre combinada con algún otro elemento o elementos en forma de un compuesto, o de aleación. Como resultado, los combustibles nucleares se pueden agrupar en tres diferentes clases: los tipos metálicos, cerámicos y de dispersión.

Combustible de uranio metálico El combustible ideal sería en principio el metal de uranio mismo, ya que cuenta con la mayor densidad de uranio posible, (18,9 g / cm 3). Su alta conductividad térmica de 35 W/m-°K permite una temperatura máxima del orden de los 500 º C para el elemento de combustible diseñado y considerados para este estudio. Esto compensa el punto de fusión relativamente bajo (1130°C) del metal de uranio. Otros tipos de combustible tales como óxidos cerámicos pueden requerir de temperaturas máxima de combustible cercanas a 1000°C con el fin de lograr un flujo de calor necesario para producir una temperatura de salida del refrigerante de 320°C. Un gran inconveniente para el uso de uranio metálico es que tiene tres estructuras cristalinas que son estables en el rango de temperaturas del combustible, que se pueden encontrar en el reactor. Esto incluye el rango de temperatura de funcionamiento normal, y al aumento de la temperatura que puede ocurrir transitoriamente o condiciones de accidente. El uranio metálico se somete a un cambio de fase en 661°C pasando de alfa-uranio a beta-uranio, y en el 769°C de beta-uranio a gamma-uranio. Alfa-uranio tiene una estructura cristalina ortorrómbica. El cambio de alfa-uranio a beta-uranio y de beta-uranio a gammauranio es acompañado de un aumento de volumen. Por lo tanto, un aumento fuera de lo normal de temperatura del reactor puede dar lugar a una transición de fase de uranio, y por ende acompañado de un aumento de volumen de combustible, lo que puede provocar ruptura del revestimiento del elemento combustible. El uranio metálico se oxida fácilmente en contacto con el agua a alta temperatura, y las consecuencias de la ruptura del revestimiento metálico en un reactor refrigerado por agua son graves. La ruptura del revestimiento del elemento combustible, pone en contacto con el agua al uranio metálico, y da lugar a la rápida oxidación, que causa más ruptura de este revestimiento. Exponer a 300°C en agua durante unas horas, destruirá completamente el elemento combustible. El metal de uranio también presenta una dilatación importante ante la prolongada irradiación, debido a los gases de fisión. Así, el grado de quemado del combustible se ve limitado. El Uranio metálico sin aleación, dada la alta sweiling (derivados principalmente de variaciones alotrópicas sufrido por este) le da un bajo rendimiento en condiciones de irradiación, por lo que no están sujetos a la aplicación como combustible nuclear para reactores de potencia, teniendo en cuenta esta limitación sustancial en su quemado (burnup). La investigación en la literatura (FROST, BRIAN R. T, Nuclear Fuel Elements-Design, Fabrication and Performance , Argonne National Laboratory, 1982), da cuenta de una hinchazón por encima del 60% para el combustible intensamente irradiados, a ese punto, el uranio metálico es extremadamente reactivo desde el punto de vista químico En el siguiente gráfico, podemos observar el efecto de la temperatura, bajo irradiación, sobre el volumen del combustible.

Para uranio sin aleación, el "sweiling" se inicia aproximadamente a partir de los 400°C, y aumenta casi en forma lineal, pudiendo verse claramente en el gráfico anterior. En este mismo gráfico, también se ve la invariabilidad presentada por la aleación de U-Mo (10% de Mo), con respecto a "sweiling", en el rango de temperatura hasta 500 °C. La introducción de un elemento de aleación en las aleaciones de uranio metálico, se centran en la retención de la fase “Gama”, directamente a temperatura ambiente, evitando las profundas transformaciones cristalinas, como resultado de ciclos térmicos, típicos en un reactor de potencia, y con consecuente deterioro estructural del combustible compuesto.

Combustibles metálicos, de Aleación de Uranio enriquecido Varias propiedades de uranio metálico pueden ser mejoradas mediante la adición de elementos no fisionables como un componente de menor importancia. Las aleaciones adiciones que se han utilizado en el pasado y que han sido considerados para este estudio son molibdeno, niobio, circonio y aluminio. Como en uranio metálico, los combustibles de aleación de uranio, ofrecen las propiedades deseables de alta conductividad térmica y alta carga de uranio. Los objetivos generales, y los objetivos específicos de estas adiciones de aleación se resumen a continuación: 1) Para estabilizar la fase gamma de 769°C hacia temperaturas más bajas, se adiciona aleaciones de aproximadamente el diez por ciento del peso (10Wt%), molibdeno, zirconio o niobio, que pueden suprimir la formación de uranio alfa, beta. Estos elementos añadidos a la mezcla de uranio, resultan en la retención de la fase gamma cuando el uranio en el reactor se apaga. Esto elimina el cambio de fase relacionadas al aumento del volumen del combustible, por el calor del elemento combustible durante los períodos transitorios en el reactor. 2) Para aumentar la temperatura de transición alfa/beta en los casos en que la fase gamma no se estabiliza a la temperatura del reactor: Se debe señalar que para aplicaciones de temperatura relativamente baja (es decir, por debajo de la temperatura de transición beta/gama), alfa-uranio puede ser utilizado, donde la temperatura de transformación alfa/beta ha sido incrementada con la adición de aleaciones. 3) Para mejorar las propiedades mecánicas en baja y alta temperaturas: Por ejemplo, las adiciones de aleaciones mencionadas arriba, aumentan el rendimiento y fortaleza, lo que aumenta la resistencia a la hinchazón por los gases de fisión. 4) Para aumentar el punto de fusión, en los compuestos de uranio, la adición de molibdeno, niobio y circonio elevar el punto de fusión del uranio metálico. 5) Para mejorar la resistencia a la corrosión: A pesar de que los combustibles con aleaciones, son más

resistentes a la corrosión acuosa a alta temperatura que el uranio metálico, los combustibles de uranio y aleación se oxidar fácilmente en agua a altas temperaturas. Así, las consecuencias de un error del revestimiento, siguen siendo graves para ser utilizado en un reactor refrigerado por agua. Aleaciones de uranio-molibdeno, a temperaturas de hasta 650°C ha sido utilizado en los reactores rápidos Dounreay y Enrico Fermi, con 9wt% y 10wt% de molibdeno respectivamente. Estos ofrecen una carga o densidad de uranio de 15.6g/cm3. URANIO ALUMINIO – COMBUSTIBLE TIPO DISPERSO, EN ALUMINIO (UAl – Al) Los combustible tipo de disperso, tienen dos aleaciones, que consiste en un isótopo fisionable uniformemente disperso en una matriz de material no fisible. Estos combustibles son generalmente preparados en polvo metálico, y mediante un proceso en el que se mezclan el polvo de combustible en forma dispersa con el material no fisible. La técnica de dispersión ofrece lo siguientes ventajas cuando el diluyente predomina en volumen. 1) El daño al material combustible debido a los fragmentos de fisión se localiza en la partícula de combustible y en la región de inmediata a lo que lo rodea. 2) El potencial para la reacción entre el combustible y el refrigerante es esencialmente eliminado en caso de rotura del revestimiento. Sólo las partículas en la superficie del material combustible pueden estar expuesta al refrigerante. 3) El flujo de calor desde las partículas fisionable es a través de un medio fisible metálico con buena conductividad térmica, lo que reduce la temperatura de funcionamiento del combustible. El uranio principalmente con compuestos intermetálicos, formados por el uranio y aluminio, UAl2, y UAl3 y UAl4, se pueden dispersar en una matriz de aluminio para formar un combustible disperso, del tipo uranio aluminio - aluminio (UAl-Al). Este combustible ha sido utilizado ampliamente en reactores de investigación. Así que pueden funcionar a una relativamente baja temperatura. El aluminio funde a 660°C, una temperatura que puede fácilmente superarse en momentos transitorios o condiciones de accidentes, no debería ser utilizado como combustible, o material de la matriz de revestimiento para reactores tipo PWR. Los elementos combustibles de dispersión de uranio aluminio – aluminio, se utiliza en reactor de investigación Advanced Test Reactor ATR, de Idaho National Engineering Laboratory, con una carga promedio de uranio, en el combustible tipo placas, de 42wt% o 60wt% uranio, lo cual sería una carga de uranio de unos 2.0g/cm3. Se ha estimado que una carga de uranio 2.6g/cm3 se podría lograr con este tipo de combustible. Este rango de carga de combustible no es suficiente para proporcionar una adecuada reactividad de los elementos combustibles de UPE, para SSN. URANIO SILICIO – DISPERSO EN ALUMINIO Otro tipo de combustible más prometedor es uranio silicio, disperso en aluminio. El compuesto de interés es U3Si que tiene una densidad de uranio de 14.91 g/cm3 y U3Si2 que tiene una densidad de uranio de 11.3g/cm3. U3Si2 tiene un punto de fusión moderadamente alto de 1665°C mientras U3Si tiene un punto de fusión de 930°C. U3Si2 se muestra más estable en la irradiación que el U3Si. El combustible tipo Siliciuro de uranio – en dispersión en aluminio (U3Si2 – Al) ofrecen mayores cargas de uranio que de los tipos de combustible UAl – Al. Los elementos combustibles de dispersión U3Si2 – Al, contienen un volumen de hasta 45 por ciento (45Vol%) U3Si2, correspondiente a una carga de uranio de 4.75g/cm3. Han sido exitosamente irradiados en el reactor Oak Ridge Research Reactor (ORR), con una temperatura máxima del combustible de aproximadamente 130°C. Además, se han reportados combustibles tipos dispersos de U3Si2-Al con una carga de uranio de 6g/cm3, que se han irradiado con un grado de quemado de 50%, sin embargo se han hecho a una baja temperatura. Ya que una temperatura de funcionamiento de 500°C o superior, que son requeridas para un reactor de potencia. El combustible de Uranio Silicio, exhibe hinchazón cuando es sometido a radiación. Además, el combustible de uranio silicio sufre de una rápida y grave hinchazón del combustible a temperaturas superiores a 900°C. Tales temperaturas se pueden alcanzar rápidamente durante un LOCA (pérdida de refrigerante). Por lo tanto, los combustibles de dispersión de uranio-silicio no serían adecuados para su uso en un reactor de un SSN.

Combustible de dispersión de Oxido de uranio - aluminio Otro tipo disperso que se utiliza en reactores de investigación, es óxido de uranio (U308), un combustible cerámico que se dispersa en aluminio y revestido también en aluminio. Este se utilizó como combustible en el reactor de alto flujo de isótopos (HFIR) operado por el Oak Ridge National Laboratory. Este tipo de

combustible ha completado exitosamente los elementos combustibles HFIR, con una carga de uranio de hasta 35wt% de uranio (40wt% U3O8). Se ha estimado, sin embargo, que combustibles dispersos de U3O8 - Al con una carga de uranio de 2,8 a 3.7g/cm3 podrían ser fabricados. Altas cargas de uranio de los mencionados combustibles serían necesarias, para elementos de combustible de un reactor de un SSN. Un inconveniente importante para el uso del combustible U3O8, es que se vuelve a UO2 aproximadamente a 1200°C, esto se conoce como la “thermite reaction”. Con concentrados de U308 en 80wt% el material combustible puede llegar a 1200°C fácilmente durante condiciones de accidentes. Cuando un óxido como UO3 o U308, se convierte a U02, es acompañado de una disminución relativamente grande en volumen (50% para UO3 y 32% para U3O8). El cambio de volumen específico puede resultar en una fractura y reducción del tamaño de las partículas, y puede destruir el elemento. Como resultado los elementos combustible dispersos de U3O8-Al, no serían elegidos para reactores PWR para un SSN. Combustibles de Carburo de Uranio y de Nitruro de Uranio Hay dos tipos de Uranio en forma de carburo que serían de interés práctico para un combustible de reactor, el carburo de uranio, UC, y bicarburo de uranio, UC2. UC se funde a 2780°C, y 2720°C en el UC2. Básicamente, los carburos de uranio tienen dos propiedades deseable, estos compuestos proporcionan cargas de uranio relativamente altas de 13.0g/cm3 y 10.6g/cm3 para la UC y UC2 respectivamente, y la conductividad térmica de estos compuestos son relativamente altas, 21.6W-m/°K para el UC y 35W-m/°K para UC2. El otro combustible, Nitruro de uranio UN tiene una carga de uranio de 13.5g/crn3 y tiene un punto de fusión de 2630°C y también tiene una relativamente alta conductividad térmica. Estas características llevan a disponer de una alta reactividad y bajos gradientes térmicos en los elementos combustibles. Los combustibles de Carburo de Uranio y Nitruro de Uranio exhiben una excesiva hinchazón bajo irradiación, debido a la retención de gases de fisión. Esto se debe a la alta densidades de los combustibles de carburo y nitruro, en los que los productos de fisión volátiles, tienen menos movilidad que en los otros tipos de combustibles. El gas de fisión induce hinchazón en estos combustibles, y es mayor que el de UO2 por un factor de dos. Así, que el quemado permitido está limitado a fin de evitar una excesiva presión sobre el revestimiento. La reactividad química del UC, UC2 y UN en el agua y la consiguiente liberación de gases oxidantes, hacen de estos combustibles, no sean aptos para su uso en núcleos de reactores de potencia tipo PWR requeridos para un SSN.

COMBUSTIBLE DE DIOXIDO DE URANIO El dióxido de uranio, es un combustible cerámico, y es el combustible más comúnmente usado en la actualidad. Tiene una densidad de fabricación de 10.3g/cm3, (95% de su densidad teórica), y ofrece una carga de uranio relativamente alta, de alrededor de 9.1g/cm3. Esto, combinado con una baja absorción macroscópica de neutrones, en este combustible (0.00054cm-1), facilita el uso con uranio poco enriquecido. El dióxido de uranio también es químicamente inerte y tiene una excelente resistencia a la corrosión cuando es expuesto a altas temperaturas y presión de agua. El UO2 necesita operar a una alta temperatura, debido a la pobre conductividad térmica. Sin embargo, el UO2 tiene un alto punto de fusión de 2875°C, por lo que como combustible, es poco probable que sufra este problema, salvo situaciones de accidente graves. Una desventaja de una alta temperatura de operación del combustible, es que el incremento de temperatura del elemento combustible en condiciones de accidente como lo es un LOCA o un LOFA, la temperatura del revestimiento se elevará más rápido que en el caso de un combustible que trabaja a temperaturas más bajas. Así, que el tiempo disponible para activar el sistema de refrigeración de emergencia, debe reducirse y ser muy efectivo. Como ya se ha dicho antes, el zircaloy es el material de revestimiento elegido. Tiene un punto de fusión de aproximadamente 1852°C pero reacciona con el agua en alrededor de 1200°C emitiendo gas de hidrógeno explosivo. A medida que la temperatura de funcionamiento de los elementos de UO2 aumenta, la velocidad de liberación de gases de fisión también aumenta. Esto ejercerá una presión sobre la superficie interna de la vaina, que producirá la hinchazón de esta. Los combustibles tipo varilla utilizados en los reactores comerciales se construyen con un lugar en la parte superior de cada barra de combustible, donde se acumulan los gases de fisión. En la siguiente figura, se muestra el porcentaje de los gases de fisión liberados en función de la temperatura en el centro del combustible UO2

Aunque presenta el UO2 alguna hinchazón por los de gases de fisión, es considerado como uno de los más estables ante irradiación e hinchazón por los gases de fisión, entre los combustibles disponibles. A pesar de estas limitaciones causadas por la baja conductividad térmica y la inflamación de gases de fisión, UO2 es considerado como uno de los combustible más adecuados para su uso en el diseño de reactores PWR para un SSN, esto es debido también, gracias a la experiencia ganada por el funcionamiento de combustibles nucleares durante tantos años, con UO2 revestido de zircaloy, por los reactores PWR comerciales, y también en menor medida por los de investigación. Uranio-Molibdeno El uso de elementos de aleación de nuevos compuestos combustibles, tienen entre otros propósitos, la retención de la fase gama directamente a temperatura ambiente. Asi se evita de esa forma, las grandes transformaciones cristalinas asociadas a los ciclos térmicos, asociado a un reactor de potencia, y poner en peligro la capacidad estructural del combustible compuesto. La incorporación de estos elementos también proporciona a temperaturas tanto bajas como altas, una mejora sustancial de sus propiedades mecánicas. Como ejemplo podemos mencionar el aumento de tensiones límites elástica y de la resistencia misma del compuesto combustible, lo que aumenta la capacidad de resistir este sweiling (hinchazón). Una mejora significativa en sus características, se refiere a la capacidad de estos compuestos, de resistir a procesos corrosivos a altas temperaturas (similar a experimentadas en un reactor PWR) en comparación con el uranio sin aleación, desde el punto de vista del diseño estructural de un Elemento Combustible, convergiendo a la incorporación de características de seguridad intrínseca en este proyecto, ya que una vez que habiendo ocurrido una falla en el revestimiento del combustible, la tasa de la velocidad de corrosión promovido por el agua del circuito primario a temperatura, no daría lugar a una situación catastrófica. Parte del análisis bibliográfico se basó en estudios recientes [HOFMAN, GERARD L.; PARK, JONG-MAN, Observations on the Irradiation Behavior of U-Mo Alloy Dispersion Fuel, Argonne National Laboratory & Korea Atomic Energy Institute, 2000] en el comportamiento del U-Mo en aleaciones de diferentes composiciones, entre ellos algunos ternarios (6% de Mo-1, el 7% y 6% de Mo-0, 8% Ru) bajo irradiación, y a diferentes temperaturas. Del análisis de los resultados de los estudios, resultan en algunas importantes conclusiones, como el establecimiento de una dependencia clara y fuerte sobre el hinchamiento o "sweiling", con una temperatura del compuesto combustible de U-Mo y que esta dependencia al principio no sufre ninguna influencia de composición de la aleación binaria de U-Mo, como se muestra en el siguiente cuadro:

Hay dos efectos relacionados con la irradiación de los compuestos, que por si solos o en conjunto, pueden explicar la fuerte dependencia de la temperatura del combustible y el sweiling. El primero se refiere al comportamiento de los productos de fisión gaseosos en el combustible U-Mo (el "sweiling" debido a los productos de fisión sólidos no pueden ser considerados dependiente de la temperatura) y el segundo efecto se refiere a la reducción neta de la densidad, asociadas a la formación de fases resultantes de la interacción de U-Mo/AI, en cuando a la interdifusión atómica incrementada por la irradiación.

Comparación de las aleaciones de uranio es iradiado El siguiente gráfico muestra la relación entre el porcentaje del combustible compuesto, la variación del volumen (normalizado para valores de quemado en átomos porcentuales), y el aumento de la temperatura del combustible compuesto. En ella vemos que el uranio metálico sinterizado empieza a mostrar hinchazón a partir de 300°C. Aleaciones tales como U-Nb (9-12% en peso de Nb) y U-2ZR, se comenzaron la formación de ampollas a 340°C. Para la aleación de U-1, U-1 2wt comenzó el "sweiling" a 360°C, y para la aleacion de U-1, en 5wt en Mo, la formación de ampollas se inicia a 420 ° C. Un comportamiento interesante se muestra para aleaciones de U-Zr, con bajo contenido en uranio (7-22% en peso de U). Parece que el "sweiling" de estos comienza a los 460°C, pero de una forma más suave que los otros compuestos. Por último, las aleaciones de U-10Mo tratadas térmicamente, muestran principios de formación de ampollas, sólo a partir de 550°C. Así, que comparando las aleaciones ricas en uranio, se puede afirmar que las aleaciones de uranio-molibdeno tienen los mejores resultados en términos de estabilidad metalúrgica, y dimensional bajo irradiación [KAUFMANN, ALBERT R., Nuclear Reactor Fuel Elements • Metallurgy and Fabriation ,Chapter 3, Klein, J.L., Uranium and Its Alloys, 1962, Ed. John Wiley & Sons, New York].

El gráfico siguiente, se puede visualizar el comportamiento en muestras de U-10Mo obtenidos por los diferentes tipos de procesamiento. El gráfico correlaciona el descenso del porcentaje de la densidad del combustible, con una temperatura de irradiación. Acerca de marcadores en los resultados, se explican los niveles de burnup (quemado) en términos de átomos totales. Se puede ver que para los combustibles estudiados no revestidos, con niveles burnup de aproximadamente el 2%at, y sometidos a temperaturas de irradiación de 600°C, muestran una disminución del porcentaje de densidad en volumen del 3,5%. El gráfico muestra que por encima de 600°C, el porcentaje de reducción de densidad, aumenta significativamente, dependiendo del tipo de tecnología de fabricación utilizada, y el nivel de bumup del combustible.

CONSIDERACIONES SOBRE EL MATERIAL DE REVESTIMIENTO En casi todos los reactores, el combustible se recubre con un material de protección o revestimiento, que impide la liberación de productos radiactivos de la superficie del combustible, al canal de refrigeración. El revestimiento también previene la corrosión del combustible, y actúa para conservar la forma original del material combustible durante el tiempo de funcionamiento de la vida de este. El revestimiento debe permanecer intacto tanto a través de la operación del reactor y después de removido el elemento combustible del núcleo del reactor. En reactores de potencia, el quemado de combustible produce en este, una dilatación o hinchazón, que el revestimiento debe resistir. La hinchazón es debida a la acumulación de presión interna causada por los gases de fisión. En el gráfico anterior, pudimos ver la correlación entre los gases de fisión y la temperatura en el centro del combustible UO2.

CRITERIO DE SELECCIÓN DE MATERIAL DE REVESTIMIENTO Una variedad de materiales existentes se han utilizado o podrían ser utilizados como material de revestimiento del combustible nuclear, los más comunes son los enumerados en la tabla siguiente, junto con las propiedades más importantes.

Ninguno de estos materiales, o cualquier otro material, satisface todos los requisitos para un revestimiento ideal. Sin embargo, el material más adecuado para el propósito sería el que reúna las mejores especificaciones del revestimiento ideal, en un entorno particular como los es un reactor. Las características del material de revestimiento ideal se resumen a continuación: 1) Baja sección de absorción macroscópica de neutrones: Dado que los materiales de revestimiento añaden reactividad negativa al reactor, es deseable que sea lo más baja posible. 2) Alta conductividad térmica (k, W / m-°C): Un valor alto de k para el material de revestimiento, reduce la resistencia térmica entre el material combustible y refrigerante. Esto disminuye la temperatura en el centro del elemento combustible, necesario para obtener la transferencia o tasa de calor que produce el nivel de potencia deseado del reactor. 3) alto punto de fusión: Casi todos los materiales que se han utilizado como materiales de revestimiento de combustible nuclear tiene un punto de fusión más bajo que UO2 (menos de 2800°C), En funcionamiento normal, la temperatura media del combustible en un reactor PWR de potencia, es aproximadamente 1000°C y la temperatura media del revestimiento se acerca 380°C. Si un accidente por pérdida de flujo se produce, en un período de tiempo breve, el perfil de temperatura a través del sistema combustible / revestimiento, puede resultar en la fusión de la revestimiento. Así, un material de revestimiento con un alto punto de fusión aumenta el margen de seguridad para el reactor. 4) El material deberá tener una buena estabilidad a la irradiación (es decir, el material debe ser resistentes a la radiación inducida por la hinchazón o crecimiento). 5) Bajo coeficiente de expansión térmica (a, cm/°C). Esto es para razones similares a la indicada en el punto anterior. 6) El material ideal de varillas de combustibles nucleares, deben tener la propiedades contrapuestas, de alta resistencia y ductilidad. La alta resistencia de los materiales, también son frágiles y por lo tanto están sujetos a una falla catastrófica cuando su límite elástico se excede. 7) El material de revestimiento debe ser resistente a la corrosión como a la influencia por el contacto con material combustible y agua a alta temperatura del refrigerante. Algunos de los productos de fisión más volátiles como el yodo y cesio, migrar a las regiones más frías del elemento de combustible (es decir, la región más cercana o en contacto con el revestimiento) donde se puede inducir a esparcir corrosión u otros fenómenos degradantes. Además, en los PWR, concentraciones excesivas de hidrógeno en el agua del refrigerante, puede reaccionar potencialmente con el material de revestimiento para formar hidruros. Hidruros son materiales muy frágiles, que pueden resultar en una falla del revestimiento si se forma en una región de alto stress.

SELECCIÓN DEL MATERIAL DE REVESTIMIENTO El material con la más baja sección de absorción macroscópica de neutrones y mejor combinación y propiedades mecánicas ideales descriptas anteriormente es zircaloy. Tiene una sección macroscópica de neutrones de 10.7cm-1, buena resistencia a altas temperaturas, es dúctil, tiene una relativamente alta conductividad térmica de 21W-m/°K, y un alto punto de fusión de 1852°C. Teniendo en cuenta que la temperatura de zircaloy en un sistema de PWR debe permanecer por debajo 1200ºC, dado que la reacción exotérmica a esa temperatura, puede ocasionar lo siguiente: Zr + 2H2O convirtiéndose en ZrO2 + 4H lo que resulta en la liberación de gas de hidrógeno explosivo. Magnesio y aluminio tienen una baja sección de absorción macroscópica de 2.59cm-1 y 13.8cm-1 respectivamente. Sin embargo, el magnesio es muy reactivo a las altas temperaturas del agua, y a alta presión, y ambos tienen un punto de fusión relativamente bajo de 648.8°C.y 660.4°C respectivamente. Por lo tanto, se les excluye de la consideración para un revestimiento de un reactor de SSN. El acero inoxidable tipo 304 posee una excelente resistencia de más de 600°C, es bastante dúctil, y tiene una excelente resistencia a la corrosión, pero su alta sección de absorción macroscópica de 258cm-1 lo hace menos atractivo para su uso en reactores compactos militares donde una buena economía de neutrones resulta necesaria. El circonio puro (metal de circonio) tiene una menor sección de absorción macroscópica 9.8cm-1que el zircaloy que tiene 10.7cm-1, pero no resulta adecuado como material de revestimiento ya que presenta los siguientes problemas. 1) inadecuada resistencia a la corrosión: películas de óxido que se forman fácilmente sobre la superficie del revestimiento. Esto ocurre rápidamente en el agua, por sobre los 300°C. 2) Insuficiente resistencia a altas temperaturas: Esto requiere un revestimiento grueso, que resulta en más material en el núcleo y por lo tanto, aumenta las pérdidas de neutrones. 3) circonio puro es susceptible a la absorción de hidrógeno y su fragilización posterior. Hidrógeno en exceso en el agua refrigerante de un reactor PWR, es absorbido por el circonio, para formar hidruro de circonio, un compuesto quebradizo. Si esto ocurre en áreas de alta tensión, pueden producirse daños en el revestimiento. Para combatir estos problemas, una serie de aleaciones de zirconio que se enumeran a continuación, y conocidos como el zircaloys, se desarrollaron a finales de los cincuentas. Zircaloy es circonio en aproximadamente al 98%, y de adiciones de menor importancia, como de estaño (Sn), hierro (Fe), cromo (Cr) y Níquel (Ni), no necesariamente todos incluidos.

Adiciones de estaño, mejora la adherencia de la capa de óxido, y este actúa como una capa de protección para reducir aún más la corrosión, sin embargo, algo de corrosión seguirá ocurriendo. La adición de Fe, Ni y Cr, tal como se utiliza en la aleación Zircaloy - 2, estos en conjunto actúan para mejorar en gran medida, el comportamiento general ante la corrosión del circonio. El Níquel, sin embargo, tuvo el efecto adverso promoviendo la absorción de hidrógeno, que conduce a la formación de hidruros de circonio frágil. Para mejorar esta situación, el zircaloy - 4 tiene una menor concentración de Ni. La disminución de Ni trae aparejado un incremento en Fe, manteniendo el mismo nivel de fortaleza a alta temperatura y resistencia a la corrosión.

Venenos Quemables: Como medio de control y de exceso de reactividad al comienzo del ciclo (BOC), permitiendo así una base óptima de quemado, es por ello que los PWR emplean un material de control, o veneno quemable. Estos son materiales sólidos absorbentes de neutrones, se colocan en los elementos combustibles del reactor. La siguiente tabla, enumeran algunos de estos materiales, junto con la sección de absorción microscópica de neutrones, que han sido o podrían ser utilizados como materiales de control de la reactividad, no necesariamente como un veneno quemable en un PWR.

Gadolinio (GD203) es una cerámica, que a diferencia de otros compuestos que figuran en la tabla más abajo, puede ser fácilmente mezclado como una solución sólida, con el combustible UO2 cerámico, donde se convierte en parte integrante del elemento combustible. No tiene por ser colocado por separado de dichos elementos combustibles, eliminando así la necesidad de equipos especiales absorbedores o de barras de control. En consecuencia, no hay reducción en el número de elementos combustibles en el núcleo. Además permite un agotamiento más completo del veneno hacia el final del ciclo (CCE), dando una mejor economía de neutrones y por lo tanto, una utilización más eficiente del combustible. La siguiente tabla, enumeran los isótopos de gadolinio y la sección de absorción de neutrones.

La siguiente tabla se enumera las propiedades importantes de gadolinio.

Hay dos posibles desventajas de la utilización de Gd2O3. Aunque Gd2O3 es físicamente compatible con UO2, la conductividad térmica y el punto de fusión del material combustible se reducirán con el agregado de UO2. Sin embargo, para los diseños de reactores y elementos de combustible considerado para este análisis, esto no es un problema, dado que la temperatura máxima del combustible que se encuentra en los elementos combustibles considerados para este estudio, es 975°C y que el punto de fusión del UO2 es 2875°C. Así pues, hay un amplio margen para dar cabida a estos indeseables efectos, por lo que el gadolinio sería la elección a utilizar. Cabe señalar que para los diseños de reactores de 20% y el 97,3% de enriquecimiento, el Gd2O3 se agrupan en placas separadas por razones que se discutirán más adelante. En el diseño del reactor enriquecido al 7% , el GD203 es uniformemente distribuido a lo largo de los elementos combustibles del reactor.

Refrigerante del Reactor

Como hemos dicho anteriormente, el H2O es el material refrigerante por excelencia para los reactores de los SSN. El Agua tiene dos funciones en el reactor. Actúa como refrigerante del reactor y como moderador de neutrones La fisión produce un promedio de 2,4 neutrones con una energía promedio de alrededor de +-0.0025 eV. Con respecto a la operación del reactor y el control, el agua tiene dos efectos en su contra. Sus características de moderador de neutrones contribuyen positivamente a la reactividad del reactor, mientras que sus características de absorción de neutrones contribuyen negativamente a la reactividad del reactor. El grado en que cada uno de estas características, se relacionan con la reactividad del otro, por lo que el núcleo depende en la relación de material de elementos combustibles, y del agua refrigerante presentes en el núcleo. DISEÑO DE ELEMENTOS COMBUSTIBLES En este punto, el lector debe recordar que el núcleo del reactor es montado a partir de una serie de elementos combustibles o conjuntos, cada uno de ellos contiene una serie de barras de combustible o las placas de combustible. A fin de mantener la posición de la placa combustible y mantener el ancho de canal de refrigeración, el elemento de combustible debe contener las placas transversales, además de placas de combustible. En el caso de elementos tipo barra de combustible, deberá tener separadores para mantener la posición de la barra. Las función y los propósito de la solides de los elementos combustible, en el reactor nuclear de placas o de barras, es para mantener la ubicación permanentemente del material fisible en el núcleo del reactor, retener los productos de fisión y material fisible, resistir los cambios de volumen debidos a tensiones internas o externas (es decir, la presión de gases de fisión) y prever la transferencia óptima de calor con un mínimo de gradientes térmicos. Muy groseramente, podemos decir que el diseño del núcleo del reactor consiste en la solución a dos problemas: Mantener la criticidad controlada con el fin de producir energía de fisión; y la de eliminar el calor liberado en forma ordenada y útil. En los diseños de combustible tipo placa, la relativamente baja temperatura y baja potencia de los reactores de investigación, no estaría determinada principalmente por consideraciones de la física enfocada en la eliminación de calor como principal preocupación. En la operación continua para reactores de gran potencia, especialmente las que deben operar a altas temperaturas, el diseño de la geometría de los elementos combustibles está determinado principalmente por el retiro del calor, o consideraciones termo hidráulicas. El enfoque de este estudio es lograr, alta densidad de potencia, producir alta temperatura en los reactores de potencia, elementos combustibles con una gran superficie, y gran relación de combustible en función del volumen. De los dos tipos básicos de elementos combustibles de reactores de potencia, (barras de combustible con revestimiento o las

placas de combustible con revestimiento), las placas ofrecen la más alta relación superficie-volumen. Así, que los elementos combustibles tipo placa de han sido escogidas para este estudio como la mejor opción. DISEÑO TIPO PLACA La estructura tipo placa de combustible, tiene una influencia directa sobre la capacidad del núcleo del reactor, del que se trata de obtener alta tasas de quemado de combustible, y por lo tanto una larga vida útil de servicio sin repostar combustible. Para las consideraciones de este estudio, en el combustible tipo placa, el volumen de las placas de combustibles, excepto el revestimiento, no está completamente ocupado por el material combustible. El volumen restante está ocupado por material estructural del elemento y placa, que se utiliza para formar estructuras que son más resistentes a la hinchazón, producto de los gases de fisión, con respecto a las placas de combustible ocupado por material combustible solamente. Para el caso de combustibles ( UPE (o sus siglas en ingles LEU), una estructura de combustible conocida como “tipo caramelo” será empleado. Para los núcleos con UAE (o sus siglas en ingles HEU) de los reactores considerados, un menor volumen de combustible es requerido que en el caso del combustible de placas (núcleos con bajo enriquecimiento). Esta fracción menor de volumen de combustible, permite el uso de una estructura conocida cermet, que es muy resistente a los gases de fisión, y permite una alta tasa de quemado de combustible. COMBUSTIBLE TIPO PLACA, UO2 “CARAMELO” En los últimos años, los franceses han utilizado combustible con 7% de enriquecimiento, tipo “caramelo” con UO2 en el reactor Osiris, que se encuentra en el Centro de Investigación Nuclear de Saclay, Francia. Una descripción de este combustible tipo placa, ha sido publicada por los franceses, como parte de los estudios para la conversión de reactores de investigación de UAE (HEU) a UPE (LEU). Cabe señalar que combustibles tipo placa, similares al combustible tipo caramelo francés han sido utilizados en el núcleo del reactor Shippingport. La placa combustible tipo caramelo usado en el reactor Osiris toma la forma de dos delgadas láminas de revestimiento de Zircaloy. Este tipo de diseño encierra en una matriz, la placa de forma rectangular con UO2, que está separada por 2 pequeñas piezas de zircaloy. Este tipo de diseño permite un quemado de combustible de aproximadamente 60.000 MWd / T. Separadores de Zircaloy, que son cada uno unido a las superficies internas de las dos placas del revestimiento de zircaloy, y proporcionan una resistencia contra la hinchazón producto de los gases de fisión. Frecuentemente los reactores de investigación, utilizan combustibles tipo placa. A continuación, podemos ver un combustible tipo caramelo:

Las dimensiones de las “plaquetas” y el separador del combustible tipo placa “caramelo” utilizado en el reactor Osiris fueron empleados con un 7% enriquecimiento. Para el caso del reactor enriquecido al 20%, la fracción de volumen de combustible en las placas se redujo con el fin de bajar la reactividad del núcleo. Así, las dimensiones de las plaquetas se redujeron, mientras que las dimensiones de los separadores de zircaloy se incrementaron. La siguiente tabla se enumera las diversas dimensiones de la placa de combustible de estructura tipo “caramelo”, que se han probado con éxito. Dimensió n

Largo (mm)

Ancho (mm)

Grosos (mm)

Placa

12-26

12-26

1.4-4.0

Placas

600-1800

65-200

2.2-5.0

Conjunto

600-1800

65-200

-

La placa de combustible tipo caramelo, es muy adecuada para la integración directa con el veneno quemable de óxido de gadolinio con las plaquetas de combustible de UO2, y las pruebas hechas con esta mezcla han resultado satisfactorias. El diseño del combustible tipo caramelo, permite aumentar el % quemado del combustible, debido al aumento de la capacidad del revestimiento a resistir la hinchazón debido a la presión interna de los gases de fisión. El diseño de combustible Cermet, proporciona un revestimiento de retención, así como proporcionar al combustible, una gran resistencia estructural, lo que permite al elemento de combustible resistir a la inflamación producto de gases de fisión, y alto quemado de combustible. Los Cermet son combustibles del tipo disperso, con partículas de combustible cerámicos, dentro de una matriz metálica. Como resultado de sus propiedades se encuentran entre los metales y la cerámica. El valor de cada propiedad se ve afectada por la relación de proporción de la cerámica con el metal. Los combustibles tipo Cermet puede ser utilizados en elementos combustibles en los que la fracción del volumen del combustible requerido, es de aproximadamente 50% o menos, lo cual resulta bueno para combustibles de placas de uranio altamente enriquecido. La siguiente figura, ilustra la placa de combustible cermet utilizados en reactores con núcleos de placa con UAE (HEU).

Los combustibles tipo cermet, son también muy resistentes a la corrosión, por el hecho de revestimiento, sólo las partículas cerca de la superficie interior del mismo se pondrá en contacto con el refrigerante del reactor. El ejemplo más común de un cermet es de UO2 disperso en una matriz de material de acero inoxidable. Sin embargo, el acero inoxidable, no es un material de matriz ideal, ya que tiene una relativamente alta absorción macroscópica de neutrones de 258cm-1. Las características del material de revestimiento ideal que vimos anteriormente, se aplican también a los Cermet, por lo que el material Zircaloy-4, podría reemplazar el volumen ocupado por el acero inoxidable, sin reducir el grado de quemado de combustible. Debido a que el gran volumen presente en el material de la matriz o estructura, en los combustibles tipo cermet, independientemente del material de revestimiento, siempre resulta en una pérdida de neutrones, los combustibles cermet se han estudiado principalmente para los reactores militares, en lugar que para los tipos de reactores comerciales que usan aproximadamente el 3% enriquecimiento de UO2. Como se dijo anteriormente, los reactores militares han empleado principalmente combustible UAE (HEU). El grado posible de quemado de combustible de un Cermet, está directamente relacionado con la fracción de volumen de material estructural presente en elemento combustible. Cuando el volumen del material de revestimiento aumenta, también aumenta el grado de quemado posible en el elemento combustible. La siguiente figura, muestra la estimación parcial de la fracción de volumen de UO2 en relación al quemado posible.

Cuando un elemento de combustible cermet se irradia, el daño a la estructura de combustible es causado por una combinación de los efectos estáticos y dinámicos de los productos de fisión. En bajos grados de quemado del combustible, el principal efecto perjudicial se debe principalmente a las propiedades dinámicas de los fragmentos de fisión. En altos grados de quemados de combustible, donde las concentraciones de productos de fisión, el principal efecto perjudicial, se deben a las propiedades estáticas de los productos de fisión (es decir, la presión de gases de fisión). Con el fin de luchar contra los daños por las propiedades dinámicas de los fragmentos de fisión, el diámetro de las partículas de combustible en un cermet bien diseñado, debe ser grande en comparación con el rango de los fragmentos de fisión. Así, los productos de fisión generados a partir del combustible, durante la operación del reactor, se limitan a regiones o zonas de daños estrechas, que rodean las partículas de combustible. Así, una región en buen estado, libre de productos de fisión, existe alrededor de la región activa que rodea a cada partícula de combustible en la matriz metálica.

Cuando el % de quemado aumenta, la radiación inducida por la inflamación se presenta debido al crecimiento de las partículas de UO2. Para que el diseño de un CERMET sea eficaz, las partículas deben ser uniformemente dispersas en una matriz que predomina en volumen. Si las partículas no están uniformemente dispersas, algunas zonas de daños de productos de fisión se pueden superponen, lo que mermaría la resistencia de la matriz. DISEÑO DE ELEMENTOS COMBUSTIBLES Los núcleos de los reactores alimentados con uranio enriquecidos al 7%, 20% y el 97,3%, y aplicando modelos de elementos combustibles que se utilizaron para los diseños adoptados por los elemento combustible tipo “caramelo”, en el reactor Osiris. Su geometría es similar a la de los actuales elementos combustibles tipo MTR, utilizados en algunos reactores de investigación. La siguiente figura, ilustra las 17 placas de los elementos combustibles tipo caramelo, utilizados en el núcleo, con en el 7% enriquecimiento.

La siguiente figura, muestra cómo estos elementos combustibles encajan como bloques, para formar el núcleo del reactor.

Al igual que en el caso del reactor de Osiris y muchos otros reactores de investigación de combustible tipo placa, el espacio intra-elemento se ha fijado en 1 MM. A fin de facilitar el proceso de modelado del núcleo del reactor, se realizaron las siguientes modificaciones al elemento de combustible caramelo original: 1) El espacio en donde termina el elemento combustible, se redujo con el fin de que el espacio intraelemento, y el de separación de los dos elementos combustibles adyacentes será igual al ancho de un canal de agua entre placas. 2) Para permitir un matriz de red cuadrada, el ancho de las placas de combustible se aumento. Estas modificaciones se aplican a las mismas geometrías de los elementos combustibles utilizados para los reactores alimentados con combustible enriquecido al 20% tipo caramelo y al tipo Cermet con 97.3% de uranio enriquecido, respectivamente. Para el caso de uranio altamente enriquecido, debido a la alta densidad de potencia del reactor, y por lo tanto su relativamente alta temperaturas de combustible, dos núcleos de reactores adicionales fueron modelados, que consisten en unas placas más finas de combustible de tipo ATR-(Advanced Test Reactor operado por el Laboratorio Nacional de Ingeniería de Idaho). El uso de una placa delgada en el núcleo de alta densidad de energía, reducirá la alta temperatura en el centro del combustible, al aumentar el área de transferencia de calor. Los casos del reactor que utilizan placa delgada de uranio altamente enriquecido se describen a continuación, 1) En el primer núcleo del reactor con placa delgada, el espesor de canal de refrigeración (2.63mm) se mantuvo como en el diseño de elementos de espesor de la placa de combustible más gruesa, aumentando la relación agua / metal. 2) En el segundo núcleo del reactor con placa delgada, el espesor del canal de refrigeración se redujo también para que la relación agua / metal sigua siendo el mismos. Las modificaciones que se aplicaron a los elementos combustibles de placas gruesas descrito

anteriormente, se aplican también a los elementos combustibles de placas delgadas. Además, el número de placas de combustible en los diseños de elementos combustibles de placa delgada se incrementaron a fin de que las dimensiones de la matriz de los elementos combustibles de placa delgada sean comparables en dimensiones a los elementos combustibles de placa gruesas. El uso de elementos de combustible más grande reduce la relación de material estructural y combustible para alimentar el material en el núcleo, y por lo tanto disminuye las pérdidas de neutrones. Como se dijo anteriormente, el diseño de un elemento combustible del reactor, es un equilibrio entre las consideraciones neutrónicas y consideraciones termo-hidráulicas, donde para reactores con una alta densidad de potencia, y con una alta temperatura, hace que dominen las consideraciones termohidráulicas. La siguiente figura, ilustra el espacio de diseño en el que cuestiones neutrónicas y termo-hidráulicas son compatibles.

Si suponemos que el espesor de la placa de combustible es constante, una relación de agua refrigerante/ metal, supera el r(max) dando lugar a un a un coeficiente positivo de reactividad. Como se ve en la figura anterior, el espacio de diseño no se extiende a la frontera entre los reactores poco moderados y los sobre-moderados, ya que los reactores que son poco moderados y están cerca de este límite, se puede sobre moderar, en el caso de una disminución súbita de la temperatura del refrigerante. Una relación agua de refrigerante / metal por debajo de r(min) se excluye dado que teniendo en cuenta, cuestiones termo hidráulicas requerirían un poder excesivo bombeo del refrigerante. También en el caso de reactividad K(eff) se puede reducir significativamente, debido a la muy baja moderación de neutrones. Las consideraciones anteriores se aplican al diseño de reactor de uranio altamente enriquecido de placa delgada, para el primer caso de simulación, del reactor con alto enriquecimiento de uranio (HEU). Para el segundo caso de reactor con HEU de placa delgada, las dimensiones de las placas y de refrigerante fueron reducidas, manteniendo la relación entre placas combustibles y canales de refrigeración. Esto sin embargo, aumenta la homogeneidad del núcleo del reactor, y reduce la reactividad K(eff). Esto puede ser compensado con un aumento de volumen UO2 en el combustible CERMET. Una desventaja de la disminución de los canales refrigerante, como se dijo anteriormente, comienza tempranamente, al hacerse necesario, aumenta el poder de bombeo requerido. Los combustibles de placas delgadas, ofrecen la ventaja de una mayor área de transferencia de calor y por lo tanto menor temperatura en el centro del combustible. Sin embargo existen factores que prohíben que se realicen placas de combustible

extremadamente delgada. Algunos de estos se enumeran a continuación 1) La relación de revestimiento en el núcleo, se hace más grande, disminuyendo el espesor de la placa de combustible, dando lugar a mayores pérdidas de neutrones. 2) Los elementos tienen menos rigidez, y son más difíciles de sostener. También son más propensos a los daños resultantes del flujo de refrigerante, inducidos por vibraciones. 3) Los canales del refrigerante se hacen más pequeños, generando una mayor posibilidad de obstrucción del paso, una gran caída de presión y una mayor potencia de bombeo de refrigerante. Las características de los elementos combustibles para la simulación, son las siguientes:

Placa Grosor de placa (mm) Canal refrigerante (mm) Material revestimiento Grosor del revestimiento (mm)

Tipo Caramelo

Tipo placa (ATR)

Placa Gruesa y canal regular

Placa fina - Canal angosto

2220 2630 Zircaloy-4 0.385

1270 1372 Zircaloy-4 0.385

1270 1120 Zircaloy-4 0.385

UO2/Zircaloy4 97.30% 10.3 0.5 74.9 1.53

UO2/Zircaloy4 97.30% 10.3 0.5 74.26 -

Parte Fisible Material Combustible

UO2/Zircaloy-4

Enrriquesimiento UO2 densidad (g/cm3) Grosor (mm) Ancho Activo (mm) Plaquetas (caramelo) (mm) Espacio entre placas (mm)

7% - 97.3% 10.3 1.45 75.45 17.34

Placas Material Grosor (mm) Ancho (mm)

Zircaloy-4 3 81.04

Zircaloy-4 3 80.9

Zircaloy-4 3 80.26

Elemento Combustible Numero de placas por elemento

17

31

35

Los diseños de reactores considerados para este análisis, serían tres núcleos, alimentados con 7%, 20%, y el 97,3% de uranio enriquecido, y para el caso de uranio altamente enriquecido (97,3%), dos diseños adicionales de núcleo del reactor, con el uso de combustibles que contienen placas más delgadas. Una placa delgada de combustible, reduce la temperatura de funcionamiento en el centro del combustible. Para un diseño de placa delgada, el espesor del canal de refrigeración, se reduce con el fin de examinar el efecto de la relación de metal / agua, la física del reactor y los parámetros de seguridad. Diseño

Enrriquesimiento

Placa Tipo

Diseño Elemento Combustible

Núcleo 1

7%

Caramelo

Placa Gruesa / Canal Grueso

Núcleo 2

20%

Caramelo

Placa Gruesa / Canal Grueso

Núcleo 3

97.30%

Cermet

Placa Gruesa / Canal Grueso

Núcleo 4

97.30%

Cermet

Placa Fina / Canal Grueso

Núcleo 5

97.30%

Cermet

Placa Fina / Canal Fino

Para el propósito de las comparaciones, un procedimiento simplificado unidimensional de cálculo de física del núcleo del reactor, se utilizó para modelar los cinco núcleos de reactores propuestos. Con este modelo, la distribución espacial, la dependencia del flujo de neutrones y agotamiento de los combustibles (quemado), nos desentenderemos de estos (es decir el consumo de combustible, es tratado como constante en todos los lugares del núcleo del reactor. En un reactor real, el flujo de neutrones es mayor en el centro del núcleo, así como el agotamiento de combustible, que es más grande también en el centro). Este modelo también no simula los efectos de movimiento de barras de control o de arranque, parada y comportamiento transitorio. Para el modelo básico de una solo dimensión del núcleo del reactor, este está caracterizado por cada parámetro empleado. Para este análisis, estos parámetros son:

1) Enriquecimiento de Uranio (e). 2) Las proporciones relativas o porcentajes en volumen de combustible UO2, Zr4 material estructural y veneno quemable Gd2O3 en el combustible, Vol%m(UO2, Zr-4,Gd2O3). 3) Potencia total de operación (Q). 4) La densidad de potencia (q´´´´avg,r), donde la letra r significa reactor reflejado. La especificación de (q ´´´ave, r), sale de la ecuación siguiente, en donde (V) es el volumen del núcleo del reactor.

A partir del volumen del núcleo, la geométrica en ciernes (B²) o la fuga de neutrones se determina. Así, que "q(ave,r)" y B² son variables dependientes, y será considerado como una variable de diseño a los propósitos de este estudio. 5) intervalo de reabastecimiento de combustible “t(rf)”. 6) quemado de combustible o agotamiento (BU). 7) La multiplicación de neutrones, k(eff) = f (t) a lo largo de la vida del combustible del reactor. 8) El control o el rango de valores de k(eff) a lo largo de la vida del combustible en el reactor. Delta k(eff) Con los puntos 1 al 8, toda la información importante sobre el estado de funcionamiento de un reactor nuclear, puede ser determinada. Un análisis de tres dimensiones puede proporcionar datos espaciales dependiendo del quemado y por lo tanto, una mejor estimación de la fase al final de su ciclo del material combustible en el núcleo. También se proporciona una estimación más precisa de k(eff) = f(t) y de delta k(eff). Sin embargo, se decidió que tal refinamiento resulta innecesario a los efectos comparativos de este estudio. La siguiente figura ilustra la relación y la interdependencia de cada uno de estos parámetros que, juntos describen el sistema de operación del reactor. Un cierto porcentaje de la composición de este sistema es un material combustible y un cierto porcentaje NO es material combustible. El combustible se va consumiendo en una reacción nuclear, para producir energía para un tiempo determinado de funcionamiento, después de lo cual el combustible ha alcanzado un nivel de quemado (es decir, un determinado porcentaje del combustible ha sido consumido). En cualquier momento dado, durante el tiempo de funcionamiento que abarcan, el sistema tiene exceso de reactividad o de exceso de capacidad de sostener y producir la reacción de potencia. Esta capacidad de exceso de reactividad, cambia en el transcurso del tiempo de funcionamiento. El rango de exceso de reactividad sobre el tiempo de funcionamiento, lo determina la cantidad y capacidad de control que se debe proporcionar a este sistema. Algo de esta capacidad de control es suministrada por el veneno quemable (Gd2O3), un material no combustible. Un aumento en el volumen de material de control en el sistema, se ve acompañado por una disminución en el volumen de material combustible en el sistema. Así como se muestra en la figura, un cambio en cualquiera de estos parámetros afecta a todos los demás parámetros, y por lo tanto el funcionamiento general del sistema del reactor.

Como se puede ver en la figura anterior, a la izquierda de la línea punteada, se dan los parámetros que se han fijado de la física del reactor, y a la derecha son los parámetros de la física del reactor que no se han resuelto, pero son variables. Estos parámetros variables son interdependientes Así, el diseño para núcleo de un reactor de potencia (Q), el enriquecimiento de uranio (e), y la duración de reabastecimiento t(rf) es determinado. En la figura siguiente, cada círculo representa todos los posibles valores de cada variable/parámetro. La zona de superposición de los círculos, representa el rango aceptable de valores, para cada parámetro/variable en combinación con la gama de valores aceptable de parámetros de las otras variables. Por lo tanto cada núcleo del reactor, debe ser diseñado con el fin de que el valor de cada uno de estos parámetros, se encuentran en el espacio de interacción.

Para realizar estos cálculos de 1-D, el código EPRI-Cell es empleado. Como se muestro en la figura de

datos/parametros, los parámetros por encima de la línea punteada horizontal se requieren como entrada al código EPRI-Cell, mientras que los siguientes parámetros de la línea punteada, se producen en la salida del EPRI-Cell. Por lo tanto los valores de q´´´(ave,r)\B² y Vol%m (UO2, Zr-4, Gd2O3) fueron variables de entrada EPRI-Cell, lo que produjo los valores de quemado BU, reactividad k(eff) = f (t) y delta k(eff), para satisfacer las limitaciones de “cada circulo”. El EPRI-Cell, es un código sofisticado de computadora, con la capacidad para resolver complicados problemas rápidamente, lo que es una herramienta de análisis muy útil para este estudio. Mucho tiempo y esfuerzo dedicación para la implementación y la utilización exitosa de este código. Esto no habría sido posible sin la ayuda del staff de los órganos de administración e ingeniería del Argonne National Laboratory. RESULTADOS DEL ANALISIS CURVAS DE EXCESO DE REACTIVIDAD En los gráficos siguientes de los resultados obtenidos se pueden ver que la reactividad de k(eff) = f (t) para los núcleos de los reactores analizados. Cada perfil de exceso de reactividad, satisface los objetivos planteados (1.04 < k(eff) < 1.24) Reactividad Vs Tiempo: REACTOR-1 (núcleo 7% enriquecimiento)

REACTOR-2 (núcleo 20% enriquecimiento)

REACTOR-3 (núcleo 97.3% enriquecimiento – Placa Gruesa / Canal Ancho)

REACTOR-4 (núcleo 97.3% enriquecimiento – Placa Fina / Canal Ancho)

REACTOR-5 (núcleo 97.3% enriquecimiento – Placa Fina / Canal Angosto)

La caída de la reactividad inicial observa en los gráficos para los núcleos 2,3,4 y 5, representa la

absorción de neutrones, a causa de la acumulación importante de los producto de fisión Xe135. Una vez que se alcanza el equilibrio el Xe135 en el núcleo, que se produce después de unos cinco días de operación a plena potencia, el exceso de reactividad comienza a aumentar. Esto hace que la alta absorción de neutrones del gadolinio en comparación con el uranio, resultara en un rápido agotamiento del veneno quemable. Sin embargo, en el gráfico del núcleo 3, sigue habiendo una ligera disminución en la reactividad más allá del punto de equilibrio Xe135, a hasta cerca de 150 días de operación. Esto se puede atribuir a las placas Gd2O3 relativamente gruesas empleadas en este núcleo del reactor, en comparación con los utilizados en los núcleos de los reactores analizados 2,4 y 5. Este gran espesor proporciona suficiente absorción cerca del comienzo de la ciclo de vida del combustible (BOC), tales que el agotamiento neto del uranio, es mayor que el agotamiento neto del Gd2O3, así que da lugar a disminución de la reactividad en exceso. El efecto de la acumulación de Xe135 sobre el exceso de reactividad, no se observa en el gráfico que representa el núcleo del reactor 1. En este caso, el veneno quemable esta uniformemente distribuido, y se agota rápidamente al comienzo del ciclo del combustible (B.O.C), que causa un aumento de reactividad positiva que anula la reactividad negativa causada además por la acumulación del Xe135. Durante el ciclo de vida del combustible, un pico de exceso de reactividad se produce como se puede observar en los gráficos. Desde núcleo del reactor 1 utiliza una distribución uniforme Gd2O3, este pico se producen cerca de comienzo del ciclo (B.O.C.), mientras que para los núcleos de los reactores 2,3,4 y 5, que utilizan una distribución agrupada de Gd203, ocurre cerca del final del ciclo (E.O.C.) La importancia de la reducción de la reactividad al comienzo del ciclo (B.O.C.) por la adición de Gd203 veneno quemable, es fácil de observar en los gráficos de los reactores 1 y 3 que utilizan una distribución uniforme y una de distribución concentrada de Gd2O3 respectivamente. Como se ilustra en los gráficos de estos reactores 1 y 3, la línea discontinua, resulta para un núcleo del reactor, de la extrapolación al comienzo del ciclo (BOC) y el valor de la reactividad k(eff), sin el veneno quemable sería de aproximadamente 1.206, sin el Gd2O3. Se observa en los gráficos de los reactores 2 al 5, que se reduce la reactividad k(eff) por la acumulación de Xe135 al comienzo del ciclo (BOC) en alrededor de 0,015. Combinando este valor con el valor de la extrapolación se obtiene una reactividad k(eff) al comienzo del ciclo de combustible (BOC), en un valor de alrededor de 1.22. El pico de reactividad con Gd203 corresponde a un valor de reactividad k(eff) de 1.8. Aunque el uso del veneno quemable Gd2O3 no es necesario en este caso para el comienzo del ciclo (B.O.C.), ya que el valor de la reactividad ke(ff) sigue siendo inferior a 1,24, y tiene el efecto deseado de reducir la oscilación de control requerido, delta k(eff), desde 1,24 hasta 1,8. La necesidad de la reducción de la reactividad al comienzo del ciclo (B.O.C.) por la adición de la veneno quemable Gd2O3, se ve en el gráfico del reactor.3, la curva de exceso de reactividad del núcleo del reactor 3 extrapolando la sección al final del ciclo E.O.C con la curva punteada al comienzo del ciclo B.O.C. (Ilustrado por la línea de pendiente discontinua) se obtiene un valor de reactividad k(eff) por encima de 1,28 (Esta extrapolación también puede ser hecha también para los núcleos de los reactores 2,4 y 5). Un núcleo de reactor con un exceso de reactividad tan grande, sería a efectos prácticos, imposible de controlar. Es por ello que el uso de veneno quemable al comienzo del ciclo (B.O.C.) resulta esencial a la hora de controlar este.

Potencial para ajuste de la curva de exceso de reactividad

Como se señaló anteriormente, el perfil máximo de exceso de reactividad del núcleo del reactor 4, resultó en un valor superior a 1,24, con lo que no cumple la restricción impuestas. Para este núcleo que utiliza una distribución de gadolino agrupado en placas de Gd2O3, se distribuyeron cada seis placas de combustible. El efecto del pico de exceso de reactividad de este núcleo puede ser reducido, al disminuir el número de venenos quemables Gd2O3 y aumentar del espesor de estos (por ejemplo, agrupar Gd2O3 en cada placa de combustible octavo o décimo lugar). En el siguiente gráfico, se ilustra el efecto en la reactividad, al cambiar la cantidad de venenos quemables y grosor en los elementos combustibles, para el reactor analizado 3.

El cambio en la cantidad de agrupamiento de venenos quemables en los elementos combustibles del núcleo tiene dos efectos. Primero y más importante, el pico de reactividad se disminuye y se pone más cerca del final del ciclo (EOC). Y el aumento del grosor de este, también hace que el veneno se consuma más lentamente. En segundo lugar, el incremento de veneno quemable en el núcleo, se hace sin suprimir el valor del exceso de reactividad k(eff) al inicio del ciclo (BOC) por debajo del valor mínimo permitido de 1,04. (El valor de 1.04 establecidos, es para permitir contrarrestar los efectos del Xe135). Es por ello que para un reactor compacto para un SSN, se busca siempre tratar de “aplanar” la curva de reactividad, para lograr valores dentro de rango , por el mayor tiempo posible de vida del nucleo. RESULTADOS DE QUEMADO DE COMBUSTIBLE

Los valores de quemado según los cálculos de EPRI-Cell para cada núcleo del reactor, se encuentran en unidades de MWd/T. Estos valores se convierten en unidades de % de átomos (at%), por la siguiente ecuación:

donde el grado de quemado máximo posible por unidad de masa de uranio es 0.948MWd / T. Para cada núcleo del reactor, los valores calculados en unidades de quemado de MWd / T y at% se muestran en la tabla siguiente Nucleo del Reactor

Núcleo 1

Núcleo 2

Núcleo 3

Núcleo 4

Núcleo 5

Quemado [MWd/T]

28290

62120

548570

336160

382700

Quemado (at%)

3

6.6

57.9

35.5

40.4

Limite de Quemado

60000 [MWd/T]

60000 [MWd/T]

70 at%

42 at%

44 at%

Vol%m(UO2)

84

70

20

35

33

Para un núcleo del reactor 1, que utiliza el diseño de combustible tipo caramelo, se obtuvo un grado de quemado de 28.290 MWd / T. Tal como se había visto anteriormente, las limitaciones de este diseño de combustible, permiten un grado de quemado del combustible máximo de 60.000 MWd / T. Sin embargo, la inspección de la curva de exceso de reactividad de este núcleo muestra que la reactividad al final del ciclo de vida del combustible (E.O.C.) el valor de k(eff) ha caído a su valor mínimo permitido. Por lo tanto el grado de quemado práctico permitido de 60.000 MWd / T no se puede lograr, por ende la vida del combustible hasta su recambio sería 600 días a plena potencia (600FPD), pues estaría limitada por la baja reactividad al final del ciclo. El análisis del reactor N°2, también utiliza el diseño de combustible tipo caramelo, y por lo tanto permite un máximo grado de quemado de 60.000 MWd / T. El grado de quemado calculado nos daría 62.120 MWd / T. La curva de reactividad de este núcleo muestra un valor de la k(eff) = 1,19 al final del ciclo (EOC), donde el valor mínimo establecido es de 1.04. Así, que la vida antes del reabastecimiento de

combustible para este núcleo, no está limitada por la baja reactividad, está limitada por la mecánica estructural del combustible. Como se discutió anteriormente, la presión interna de gas de la fisión, puede provocar una falla en el elemento combustible en un quemado mayor de aproximadamente 60.000 MWd / T. El valor máximo de quemado permitido para los núcleos de los reactores 3,4 y 5 que utilizar el diseño de combustible cermet, se enumeran en la tabla anterior Estos valores, en at%,(porcentaje de quemado de átomos) se han estimado a partir del gráfico que muestra el % de quemado permitido en función del volumen del UO2

Como se enumeran en la tabla anterior, los valores calculados de quemado en at%, para los núcleos del los reactores 3,4 y 5, están por debajo de los valores máximo respectivo grado de quemado permitidos en at%. Como puede verse en las curvas de exceso de reactividad de los núcleos de reactores 3,4 y 5 al final del ciclo (E.O.C.), los valores k(eff) están por encima del mínimo permitió de 1.04. Por lo que al igual que con el núcleo del reactor 2, la vida del combustible, antes del recambio de los elementos combustibles de estos núcleos de los reactores 3,4 y 5, están limitados por cuestiones estructurales del combustible. VOLUMEN DEL NUCLEO DEL REACTOR Y RESULTADOS DE DENSIDAD DE POTENCIA.

En la tabla siguiente, se sumariza la máxima potencia y densidad de potencia promedio, asociadas a las dimensiones del núcleo, para cada uno de los reactores analizados. Los tiempos de vida de los combustibles en los núcleos antes de su cambio. El reactor 2, utiliza combustible con 20% de uranio enriquecido, y el reactor 3 es alimentado con combustible con 97,3% de uranio enriquecido, pero teniendo en cuenta que el volumen del núcleo del reactor 2 es de 667L, y el del reactor 3 es solo 265L. A pesar de esto, ambos operan con la misma vida del combustible de 1200 días a plena potencia (1200 FPD). Aunque la carga de U235 en el reactor 1 (con enriquecimiento de uranio al 7%), sea menor que en el reactor 2 (con enriquecimiento de uranio al 20%), y el volumen del núcleo del reactor 1 también es menor, 506 L contra 667 L del reactor 2. Los resultados del vida del combustible en el reactor antes del recambio, resultan de solo 600 días a plena potencia (600FPD) contra 1200 del núcleo del reactor 2 (1200 FPD). Para los núcleos de los reactores 4 y 5, que están alimentados con uranio al 97.3%, y operan con ciclos de vida del combustible de 1200 días a plena potencia (1200 FPD), el cálculo del volumen de sus núcleos nos da 385L y 333L respectivamente. Estos volúmenes de los núcleos son mayores que los del reactor analizado 3, alimentado también con uranio enriquecido al 97.3% y con vida del combustible también de 1200FPD. El gran volumen de sus núcleos analizados 4 y 5, comparados con el 3, es causado por el uso de placas de combustible más finas en sus núcleos. Para reactores con la misma masa de Uranio en sus núcleos, menos elementos combustibles con placas más gruesas son requeridos.

Basados en los diámetros de los núcleos de los reactores, listados en la tabla anterior, se puede estimar la composición de la grilla de los elementos combustibles para los reactores analizados, en donde cada cuadrado sería un elemento combustible.

Para el núcleo del reactor 2, que utiliza uranio enriquecido al 20% una masa de 193kg de U235 es requerida, mientras que una masa de 106kg de U235 resulta necesaria para el reactor 3, los cuales ambos operan con vidas de sus combustibles de 1200FPD. Sin embargo el reactor 2 necesita más U235, para proveer más reactividad positiva, para contrarrestar la reactividad negativa aportada por el incremento de masa de U238.

RESULTADOS TERMO HIDRAULICOS

Para cada núcleo del reactor, el análisis termo-hidráulico simplificado fue realizó en base a las propiedades de los materiales de revestimiento del combustible y del agua refrigerante, la temperatura de entrada y salida del refrigerante y las dimensiones de los elementos combustibles para cada núcleo. Los valores de estos cálculos se muestra en la tabla siguiente. Nucleo del Reactor

Núcleo 1

Núcleo 2

Núcleo 3

Núcleo 4

Núcleo 5

Vol%c (combustible)

25.6

21.3

21.3

14.4

16

q´´max,m(KW/L)

939

855

2513

2550

2658

q (KW)

64.1

64.3

138.3

54.7

54

v (m/s)

2.7

2.7

5.8

4.4

5.4

h (W/m2-°k)

25763

25817

47680

44287

54229

Kf (W/m-°K)

3.5

3.5

17.9

14.5

15

Tfc (°C)

530

510

516

366

363

Los valores calculados para los rangos de velocidad del agua refrigerante van desde 2.7m/s a 5.8 m/s. La velocidad del refrigerante en los canales de refrigeración angostos, del Reactor de prueba avanzado (ATR) es de 13,4 m/s. Dado que el espesor del canal de refrigeración es similar al del núcleo del reactor 4, y a su vez es más delgado que el diseño de canal refrigerante utilizado por núcleos de los reactores 1,2 y 3, los cálculos de velocidad de refrigerante de los núcleos de los reactores 1,2,3 y 4 resultan viables. El espesor del canal utilizado por el núcleo del reactor 5 es 18% más delgada que el canal utilizado por el del núcleo del reactor 4. Sin embargo, la velocidad requerida del refrigerante para este canal es 5.37m/s, 60% menor que la velocidad del refrigerante que podrían incluirse dentro del canal de refrigeración del núcleo del reactor 4, como con el ATR. Por lo tanto, es razonable a la conclusión de que la velocidad de

refrigeración de 5.37m/s calculada para el núcleo del reactor 5, resultando entonces viable desde este punto de vista. Para los núcleos de los reactores de 1,2 y 3 que utilizan el diseño de la placa de combustible gruesas, el cálculo de las temperaturas en la línea central de este, T(fc), van desde 510°C a a 530°C. Esto está bien dentro de límites aceptables desde el punto de vista de los núcleos de reactores comerciales que utilizan combustible de UO2 , que operan con temperaturas en la línea central, del orden de 2000°C. Para el núcleo del reactor 3, que funciona a una alta densidad de potencia, comparada a núcleos de los reactores 1 y 2, la temperatura del combustible en línea central es disminuida por la alta eficiencia de conductividad térmica del combustible. MATERIALES DEL NUCLEO En la siguiente tabla se enumeran para cada diseño del reactor datos de los materiales del núcleo al inicio del ciclo (B.O.C.), y los materiales al final del ciclo (E.O.C.). El enriquecimiento al final del ciclo (E.O.C.), es el porcentaje de U235 que entre otras cosas, es contenido en el total de la masa de uranio al EOC. Nucleo del Reactor

Núcleo 1

Núcleo 2

Núcleo 3

Núcleo 4

Núcleo 5

Trf (años)

600

1200

1200

1200

1200

B.O.C U235(kg)

74

195

106

175

153

B.O.C U238(kg)

1049

783

3

4.9

4.9

B.O.C Enrriquecimiento (%)

7

20

97.3

97.3

97.3

Quemado (MWd/T)

28290

62120

548570

336160

382700

Quemado (at%)

3

6.6

57.9

35.5

40.4

E.O.C U235(kg)

44

124

34

96

75

E.O.C U236(kg)

5.7

14.2

14

-

16.7

E.O.C U238(kg)

972

754

1.75

-

3.3

E.O.C Enrriquecimiento (5)

4.28

13.9

68.1

-

81.8

Pu Total (kg)

8.9

11.5

0.26

0.44

0.46

Pu fisible (%)

83.5

85.6

75.6

94.5

84.5

Los gráficos muestra durante la vida útil, la masa de plutonio contenida en los núcleos del reactor 1,2,3,4 y 5, respectivamente. La acumulación de Plutonio, es el resultado de la conversión de U238 a Pu239, que a su vez se convierte en Pu240, Pu241 y Pu242. El reactor analizado 1 que utiliza el 7% de uranio enriquecido, que contiene menos plutonio que el núcleo del reactor 2, que es alimentado con 20% de uranio enriquecido, ya que tiene una vida media entre recarga de combustible que es la mitad que el del reactor 2. Reactor 1 - Pu Vs Tiempo

Reactor 2 – Pu Vs Tiempo

Para núcleo del reactor 3, el gráfico indica que la masa total de plutonio en el núcleo disminuye cerca de E.O.C. Esto da como resultado ya que la concentración de U238 se ha agotado hasta tal punto que la producción de Pu 239 es menos que el consumo de los isótopos de plutonio (Pu) por fisión o por la conversión mayor de actínidos. Reactor 3 – Pu Vs Tiempo

Reactor 4 – Pu Vs Tiempo

Reactor 5 – Pu Vs Tiempo

CORRECCION DE ERROR POR LA DENSIDAD DEL AGUA DE REFRIGERANTE Hay que aclarar, que los valores de densidad para el refrigerante, en los valores de entrada al código EPRI-Cell, para todos núcleos de los reactores analizados, fueron calculados en base a la densidad de agua a temperatura ambiente, en lugar de a la temperatura promedio del refrigerante de 305°C. La densidad del agua a temperatura ambiente (20°C) es de 1 g/cm3, mientras que a 305°C es de 0.74 g/cm3. Así, en condiciones normales de operación del reactor, el valor de densidad del hidrógeno y oxígeno serían un 26% menos que el número utilizado para modelar los núcleos de los reactores 1,2,3,4 y 5. Como se demostró anteriormente, los diseños analizados, todos ellos corresponden a reactores bajo moderación. Esto hace que una desaceleración del agua del refrigerante, incremente las propiedades de la población de neutrones térmicos, más que las propiedades de absorción de neutrones del agua de refrigeración de disminuir la población de neutrones térmicos. En consecuencia, una disminución en la densidad de agua de refrigeración debe ser compensado con un aumento de del volumen del núcleo, V(core) con el fin de mantener constante el exceso de reactividad del núcleo con todas las demás fracciones de volúmenes de materiales manteniéndolas sin cambio. Como resultado, un aumento de V(core), para mantener constante el tiempo de reabastecimiento, se traducirá en una disminución en los valores de reactividad promedio q´´´ave-r, B² y BU. Un aumento de del volumen del núcleo, V(com), también causa un aumento en la masa total de los materiales presentes en cada núcleo analizado. Es por ello que se realizaron cálculos para compensar este efecto en el análisis, y no viene al caso detallar en este trabajo.

CONCLUSIONES DEL ANALISIS DE COMPARACION DE LOS REACTORES

Como se dijo anteriormente, se sabe que los modernos SSN de EE.UU., son alimentados con uranio altamente enriquecido, (más del 90%). En este estudio, el núcleo de un reactor que utiliza elementos combustibles tipo placa, alimentado con 97,3% de uranio enriquecido, se modelo y demostró que pueden operar, con una duración antes de reabastecimiento de 1200FPD (cabe destacar que la nueva generación de SSN Clase Virginia puede operar hasta 30 años sin recambiar su núcleo). Los resultados en cuanto a los coeficientes de reactividad y los resultados termo hidráulicos calculados resultaron aceptables. Los franceses han demostrado que el uso de uranio poco enriquecido (es decir, aproximadamente el 7% de uranio enriquecido) como combustible de submarinos nucleares es factible. En este análisis, un núcleo de reactor usando elementos combustibles tipo placa con el 7% de enriquecimiento de uranio fue posible modelarlo. Sin embargo, no fue posible para este núcleo, mantener la criticidad más allá, para un vida antes de la recarga de combustible, de aproximadamente 600FPD. También para este caso, el coeficiente de seguridad de la reactividad y aspectos termo hidráulicos, resultan aceptables. El volumen de este núcleo es aproximadamente el doble del tamaño del núcleo alimentados con uranio enriquecido al 97,35. Esto corresponde a unos 17 cm y 20 cm de incremento en diámetro y altura, respectivamente (estas dimensiones fueron corregidas, por los efectos de la densidad del refrigerante en el reactor) Un núcleo del reactor que usa elementos combustibles tipo placa, con combustible con 20% enriquecido de uranio, que opera con una vida útil de reabastecimiento de 1200FPD. resultó posible de modelarlo. El coeficiente de seguridad de la reactividad y los aspectos termo hidráulicos difieren muy poco en comparación con el núcleo alimentados con 97,3% de uranio enriquecido. Por lo tanto, está demostrado

que un núcleo de reactor, con uranio poco enriquecido (20% de enriquecimiento) y un rendimiento de operación similar al de enriquecido al 97,3%, se puede diseñar. El núcleo con combustible con uranio enriquecido al 20%, sin embargo, es aproximadamente dos y media veces más grande, que el núcleo alimentados con 97,3% de uranio enriquecido. Esto corresponde a un aumento de 24 cm y 30 cm de diámetro y la altura respectivamente (estas dimensiones se corrigieron mediante factores de corrección, producto del efecto de la densidad del refrigerante en el reactor), este incremento en dimensión, son lo suficientemente pequeñas, que pueden ser fácilmente compensadas por el uso de un diseño de reactor integral, como el utilizado en el reactor francés como el de la clase Rubis.

Capitulo 3 ALTERNATIVAS DE COMBUSTIVEIS TIPO DE PLACA, PARA REATORES DE PEQUEÑO PORTE En los puntos anteriores, pudimos analizar las relaciones e incidencias de distintos tipos de alternativas de reactores para combustibles con distinto % de enriquecimiento de Uranio, pudiendo comparar capacidades, vida útil, limitaciones, etc. Es de destacar, que se demostró, que reactores con combustible con baja enriquecimiento de uranio (20%), pueden lograr prestaciones similares a los de alto enriquecimiento. Teniendo en cuenta que pocos países estén “habilitados” a poder enriquecer uranio a tal grado, cobra muchísima importancia para el resto de los países que quieran poseer un SSN, el poder desarrollar combustibles nucleares de bajo enriquecimiento, que logren prestaciones comparables a los de mayor %. Es por ello, que el siguiente capítulo, nos centraremos en analizar alternativas, para poder lograr un diseño de núcleo de un reactor compacto para un SSN, con elementos combustibles tipo placa, y con bajo enriquecimiento. Como alterativas de combustibles, nos basaremos en el empleo de dos tipos de compuestos, uno cerámico (UO2), y otro Metálico (U-10Mo), que son los más prometedores para cumplir el objetivo, siendo el UO2 por asi decirlo el compuesto más tradicional, comparándolo con el más moderno U-10Mo que resulta muy prometedor. La disposición de estos compuestos combustibles, se puede dar en forma de dispersión Cerámica / Metálica (cermet), Metálica / Metálica, o de forma solida-monolítica (U-10Mo). Los materiales estructurales seleccionados para el empleo en las matrices y revestimientos de dispersión son acero inoxidable 304, y zircaloy 2. Una de las dificultades relacionadas con la fabricación de alternativas de combustibles, se refiere a considerar la compatibilidad del revestimiento/ matriz con el compuesto combustible a elevadas temperaturas (en el rango de 900°C). Algunos procesos considerados para el encapsulamiento del compuesto, como laminación a prensado isostático (1000 bar), llevan el material, cómo la zircaloy, a una condición de extrema reactividad química con algunos elementos tales como el oxígeno presente en el UO2. Una solución adoptada para este problema, es recubrir las pastillas de los combustibles de UO2 con una película de cromo, aislando completamente del contacto con el material de la matriz de zircaloy, y garantizando de esta forma, la compatibilidad con el revestimiento. Para matrices y revestimientos de Acero Inoxidable, la compatibilidad presentada para la fabricación se muestra menos problemática. En la siguiente imagen, se caracteriza a un combustible disperso, con su correspondiente revestimiento (en la imagen de la derecha se observa la dispersión el combustible)

En la siguiente imagen, se puede observar, la comparación en corte, de un combustible disperso (izquierda) con uno monolítico (derecha)

Consideraciones sobre Combustibles Dispersos

Los combustibles tipo dispersión, ya los hemos tratado anteriormente en este análisis, por lo que solo podemos volver a decir que se caracteriza por la disposición de las partículas combustible en una matriz metálica. Idealmente, esta disposición debe ser lo más uniforme posible. Las dispersiones pueden ser realizadas en compuestos combustibles cerámicos en matriz de metal (Cermet), o compuestos combustibles metálicos en matriz metálica.

ANALISIS DE COMBUSTIBLES MONOLITICOS Como se lo descrito en capítulos anteriores, la causa principal del swelling en placas de combustible de dispersión, se debe a la formación de fases de interacción entre el compuestos combustibles y la matriz que lo contiene, producido por el aumento de interdifusión atómica por la irradiación. Dada la magnitud de este daño Hofman [C.L CLARK: M. K. MEYER: G. L. HOFMAN. S. L. HAYES. Irradiation Testing of Monolithic Fuel at Argonne National Laboratory, Idaho & Argonne National Laboratory, 2004 y también en HOFMAN, GERARD L.; MEYER,M.K., Progress in Development of Low-Enriched U-Mo Dispersion Fuel, Argonne National Laboratory, 2002] propone la adopción de

combustibles monolíticos de U-10Mo (placa de combustible “macizo” revestido, no combustible disperso en una matriz revestida como los de dispersión) buscando de esta forma, reducir el área total de contacto entre los compuestos del combustible y la matriz, pudiendo de esa forma reducir el volumen de daño total en la parte estructural del elemento combustible. Por otra lado también se buscaba trabajar con una alta densidad de U en el combustible U-10Mo (15,4 gr / cm3). Para analizar los combustible, dispersos vs monolíticos, podemos comparar siempre manteniendo constantes el volumen del compuesto de combustible, (para un combustible disperso (40%), tamaño de partícula de 120 µm, y grosor de 2.03mm), nos da una relación entre las superficies de contacto entre las dos configuraciones de hasta 50 veces menos que para el combustible monolítico. Se trata de una notable reducción de la superficie de interacción, favoreciendo la reducción de la formación de ampollas. La adopción de un combustible monolítico, se pierden algunas ventajas intrínsecas presentes en los combustibles de dispersos, como el mantenimiento de productos de fisión y material fisible en la propia matriz de metal, bajo gradiente de temperatura de la partícula de combustible, y mantenimiento de una matriz continua estructural, y la resistencia (debiendo ser compensado por un aumento del espesor de revestimiento, para que se cumpla su función estructural).

Estudios de Alternativas En el cuadro siguiente, se presenta un resumen simplificado de las alternativas de combustibles de placas a considerar. Todos los combustibles de dispersión de este trabajo, utilizando una concentración de la fase fisionable del 40%. Combustibles del tipo dispersión - Cermet son las alternativas número 1 y 2. El primero se refiere a uno de los combustibles de partículas dispersos de UO2, en matriz de acero inoxidable y revestido de acero inoxidable 304, y el segundo combustible se refiere a uno de partículas dispersas de UO2 en matriz de zircatoy 2 revestido de zircaloy 2. El tercer combustible, es uno de dispersión de U-10Mo en zircaloy 2 y revestido de zircaloy 2. Los otros 4 combustibles analizados, son monolíticos con cuatro espesores diferentes (sólido). Alternativa

Densidad U del combustible (g/cm3)

Espesor del Combustible (mm)

Espesor del revestimiento (mm)

Densidad de potencia (W/cm3)

Combustible disperso de UO2 en Acero Inoxidable 304, revestido en acero inoxidable 304

3.8

2.03

0.4

181.2

Combustible disperso de UO2 en zircaloy 2, y revestido en zircaloy 2

3.8

2.03

0.4

181.2

Combustible disperso de U-10Mo en zircaloy 2, revestido en zircaloy 2

6.16

2.03

0.4

181.2

Combustible monolítico U-10Mo, revestido en zircaloy 2

15.4

2.03

0.4

181.2

Combustible monolítico U-10Mo, revestido en zircaloy 2

15.4

1.624

0.603

226.6

Combustible monolítico U-10Mo, revestido en zircaloy 2

15.4

1

0.915

367.9

Combustible monolítico U-10Mo, revestido en zircaloy 2

15.4

0.5

1.165

735.9

La adopción del zircaloy como revestimiento y de matriz metálica de dispersión, mejora en gran medida el rendimiento neutrónico, para las configuraciones 2, 3, 4, 5, 6, 7. En cuanto a transferencia de calor, el zircaloy es ligeramente inferior al acero inoxidable. Una forma de reducir la temperatura del combustible para una densidad de potencia dada, es la reducción de las dimensiones del mismo. En este sentido los combustibles del tipo dispersión, son aquellos que más se aproximan a esto, dado que en la medida que la reducida dimensión de sus partículas combustibles (aprox 100µm), encuentra una excelente conductividad térmica del compuesto UMo (Ku-mo= 24.91 W/m°C a 450°c) llevando a una menor temperatura del compuesto. Los siguientes gráficos, nos muestran la evolución de la temperatura (eje Y), en función del largo del combustible 1.2 mts (eje x), para las series que indican la temperatura en: • El centro del combustible • En la parte interna del revestimiento (en contacto con el combustible)

• •

En la parte externa del revestimiento (en contacto con el refrigerante) En el refrigerante

Como se puede observar, al comienzo del combustible, la temperatura del combustible y el revestimiento comienza a ser mayor y el refrigerante menor, y a medida que avanzamos a lo largo del elemento combustible, el refrigerante va tomando el calor que genera el elemento combustible, y como consecuencia este va bajando su temperatura, hasta casi ir encontrando su equilibrio al final. Alternativa 1 – UO2 Disperso en Acero Inoxidable

Alternativa 2 – UO2 Disperso en Zircaloy

Alternativa 3 – U10Mo Disperso en Zircaloy

Alternativa 4 – U10Mo Monolítico 2.03mm

Alternativa 5 – U10Mo Monolítico 1.62mm

Alternativa 6 – U10Mo Monolítico 1.00mm

Alternativa 7 – U10Mo Monolítico 0.50mm

En cuanto a la relación de las alternativas de los combustibles 4, 5, 6 y 7, la reducción del espesor o grosor de las placas monolíticas U-10Mo, da lugar a un aumento en la densidad de potencia del mismo, teniendo un impacto directo en el aumento del perfil de temperatura. Otro factor que contribuye al aumento de los perfiles de temperatura en dirección transversal de la placa, se relaciona con el aumento de la impedancia térmica asociada a mayores espesores de recubrimiento empleado (zircaloy) de estas alternativas. CONSIDERACIONES SOBRE EL COMBUSTIBLE MONOLITICO U-10Mo Como se demostró anteriormente, una de las causas principales en la formación de ampollas en las placas combustibles dispersos se debe a la formación de fases de interacción entre el compuesto combustible y el revestimiento, en cuando la interdifusión atómica se ve incrementada por la radiación. En vista de la magnitud de este tipo de daño, Hofman propone la adopción de cernes monolíticos U-10Mo, buscando así reducir el volumen total de la matriz estructural dañada, por la disminución de la superficie de contacto del compuesto combustible y el revestimiento. Otro de los aspectos positivos asociados con este tipo de configuración, está relacionado con la posibilidad de producir combustibles con mayor densidad de Uranio posible, por ejemplo, utilizando como referencia la propia densidad del compuesto combustible (15,4 gU/cm3). Manteniéndose las cargas combustibles idénticas, tomando por el 40% de la fase fisible utilizada en los combustibles de dispersión, los combustibles monolíticos pueden tener una reducción porcentual de su espesor de la misma magnitud de fracción volumetrica del 40%.

Un espesor calculado para este caso, es entonces 0.812 mm, con una relación entre las superficies de contacto, comparado con configuración del tipo de dispersión con las del tipo monolítico del orden de 24,1 veces, lo que es una reducción notable en el ámbito de la interacción entre estos materiales, favoreciendo la reducción de empollamiento. Parámetros geométricos y Termo hidráulicos Los elementos combustibles de este estudio, está compuesto por cuatro sub-elementos con 18 placas cada una, haciendo un total de 72 placas por elementos de combustible, y 1512 placas, en el núcleo en su conjunto. Las dimensiones de los elementos combustibles en el cálculo termo hidráulico (ANDRZEJEWSKI, CLÁUDIO DE SÁ & NEUMANN; A. N., Elemento Combustivel Tipo Placa (Dispersão UOrAço Inox 343) Segundo Núcleo LABGENE, R11.01-2133-QC-1002, CTMSP, 2003), se muestran en la tabla siguiente. Cada placa tiene una dimensión activa a lo largo de 110,5 cm, y 9,435 cm de ancho. Simbolo

Unidad

Descripción

Valor

L

(cm)

Largo activo placa combustible

9.435

H

(cm)

Altura activa placa combustible

110.5

Lo

(cm)

Largo del canal de refrigeración

9.435

r

(cm)

Tm

(cm)

Tw

(cm)

Ac

Espesor del revestimiento de la placa combustible Espesor del combustible, de la placa combustible

0.02 0.203

Espesor del canal de refrigeración

0.3

(cm2)

Area transversal del canal de refrigeración

2.8305

An

(cm2)

Area transversal del combustible, en la placa combustible

1.915

Ap

(cm2)

Area de la superficie térmica de la placa

2085.14

At

(m2)

Area total del la superficie térmica del conjunto del elemento combustible

315.272

Vc

(cm3)

Volumen del combustible en la placa

211.61

Dh

(cm)

Diámetro hidráulico del canal de refrigeración

0.5815

Pm

(cm)

Perímetro Molhado

19.45

Nc

(cant)

Número de lementos combustibles del reactor

21

Nf

(cant)

Número de placas combustibles por elemento combustible

72

Nt

(cant)

Número total de placas combustibles en el núcleo del reactor

1512

En término de las variables de entrada utilizadas para el cálculo termo hidráulico, fueron tomados como una referencia, los mismos valores nominales establecidos [LABGENE / Relatório de Análise de Segurança, Capítulo 5 • Reator. Centro Tecnológico da Marinha em Sâo Paulo, dezembro 1999] para la primer núcleo (combustible tipo barra) del reactor de pequeñas dimensiones del LABGENE (Laboratorio de Generación Núcleo Eléctrica) de Brasil. Una única alteración de este, recayó sobre la potencia global del núcleo, que se elevo a 58 MW, (ver cuadro siguiente).

Descripción Potencia nominal del reactor (MW) Potencia generada en las placas combustibles (MW) Factor de pico Número total de placas en el núcleo Potencia total generada en la placa combustible (KW) Flujo de calor medio (W/cm2) Fracción volumetrica del material fisible (%) Presión nominal del sistema primario (bar) Caudal del canal (m3/h) Caudal masico del reactor proyectado (kg/s) Espesor del canal de refrigeración (mm)

Valores 58 56.6 3.4 1512 38.36 18.4 40 130 1.26 427.6 3

Velocidad del refrigerante del canal de refrigeración (cm/s)

146.9

Las curvas de distribución de potencia originada del modelaje neutrónico del núcleo con el código CITATION [FOWLER, T. B, VONDY; D.R; CUNNINGHAM, G.W., Nuclear Reactor Core Analysis Code: CITATION, Oak Ridge National Laboratory, ORNL-TM-2496, Rev.2,Supl.3, julho 1972]. En la figura siguiente, se muestra las curvas de densidad de potencia media y máxima (Canal caliente) para la configuración de desempeño neutrónico definido referido [KOSAKA, NANAMI, Segundo Núcleo da INAP: Cálculo Tridimensional do Núcleo com Ciclo Curto. Curva de Queima de Combustivel,, R11.01.2133-RG-27/00. CTMSP, 2003]. mostrándonos el nivel de potencia en función de la posición axial en la placa del elemento combustible.

VERIFICACION DEL CRITERIO DE SEGURIDAD, RELACIONADO CON EL INCHAMIENTO DEL COMPUESTO COMBUSTIBLE E INTERACCION CON EL REVESTIMIENTO En la figura siguiente, son presentadas las distribuciones de temperatura en dirección transversal de la placa, al punto de mayor temperatura, para todas las alternativas de placas combustibles. Se puede observar que no fueron sometidas a temperaturas límites para el compuesto combustible (por ejemplo las relacionadas con los daños estructurales provocados por el hinchamiento). La temperatura máxima alcanzada por el combustible, fue de 455.5°C, ocurriendo esto para la alternativa 7. Este valor es bien inferior a la temperatura máxima permitida para un combustible, de 550°C, establecida por los criterios de seguridad. Por lo cual los ciclajes térmicos del reactor, no deben causar un corrimiento alotrópico del combustible. La reducción de la espesura del combustible monolítico de U-10Mo como estrategia para la reducción del volumen estructural dañado del combustible, trae un aumento de las temperaturas del combustible (especialmente en el centro). Este resultado indica que las configuraciones basadas en combustibles monolíticos, pueden constituir buenas alternativas para reactores de potencia, de pequeño tamaño.

VERIFICACION DE LOS CRITERIOS RELACIONADOS A DNBR En la siguiente figura son presentados los perfiles de temperatura, en la dirección axial para la alternativa de combustible “7”. Para un elevado factor de pico (~3,4), la temperatura externa del revestimiento, para todas las alternativas propuestas, presentó valores superiores a la temperatura de saturación del refrigerante (330,9°C a 130 bar). Entretanto, la temperatura alcanzada por el refrigerante, de 315°C, fue siempre abajo del de saturación para todas las alternativas. ((Departure from Nucleate Boiling))

En este trabajo, fueron utilizadas cuatro correlaciones (Bettis Atomic, Jens e Lottes, Bernarth e Labuntsov) para el cálculo del flujo critico de calor. Las variables relativas al flujo de calor, fueron vectorizadas y calculadas según cada correlación. Avalando los resultados en el grafico siguiente, se puede percibir que una correlación que presentan los menores valores para el flujo crítico de calor, es para el cálculo de Jens e Lottes, que repercute en este un cierto grado de conservadurismo en el cálculo.

Dividiendose los valores del flujo crítico de calor, calculados según cada una de las correlaciones por el flujo de calor generado por el combustible (calculado neutrónicamente) punto a punto, se obtienen un DNBR ((Departure from Nucleate Boiling)). El valor mínimo de DNBR encontrado (Jens e Lottes) fue de 2.8 indicando un buen margen de seguridad en el campo termihidráulico.

Verificación de los criterios relacionados con la Velocidad Crítica del Refrigerante Teniendo en cuenta el módulo de elasticidad (Young-E) del Zircaloy 2, alrededor de 78 MPa (327 ° C), y el coeficiente de deformación transversal (Poison-v) de 0,25, la velocidad crítica calculada mediante la ecuación de Miller [Reactor Thermal and Hydraulic Design, RR SAR, INVAP, ANSTO, 2001] para

bordes incrustados es de 29,94 m/s, resultando en una velocidad del flujo límite de alrededor de 19,96 m/s. Para el reactor de estudio, el flujo de masa en el flujo del núcleo es 427,6 kg/s, siendo una velocidad media de flujo (u) en el canal de refrigeración de 1,47 m/s. Como este valor se encuentra muy por debajo del límite de velocidad especifica, se descarta en principio, la posibilidad de ocurrencia de cerrarse el canal por este efecto. Conclusiones Analizando el conjunto de la información recopilada, y comparar el desempeño sobre irradiación y a temperatura, de aleaciones de metales de uranio, se concluye que las aleaciones de uranio molibdeno, presentar los mejores resultados en términos metalúrgicos en relación con la estabilidad dimensional bajo irradiación. La temperatura máxima, en relación con la generación de daños incrementados por la irradiación a temperatura, establecido para la operación de este compuesto, es de 550°C, lo que garantiza, de acuerdo con la literatura, una hinchazón menor al 2% de su volumen, normalizado por el porcentaje del total de átomos de quemados (en %a.t. quemados).

Procurando congregar buenas características de rendimiento y viabilidad de la fabricación, las configuraciones propuestas para combustible tipo placa, se basa en el uso de dos tipos de compuestos, una cerámico (UO2) y otros metálico (U-10Mo), y en dos tipos de compuestos, es decir, en forma monolítica o de dispersión. Tal como se presenta en este trabajo, se destaca que la adopción de combustibles monolíticos finos de UMo, puede traer como beneficio para el desempeño en irradiación de las placas combustibles, una reducción significativa en el nivel de formación de ampollas, como consecuencia de la disminución de la superficie total de contacto entre el material estructural y el compuesto combustible, en comparación con combustibles de dispersión tradicional. Otro aspecto favorable a este tipo de concepción se relaciona con el aumento sustancial de la capacidad de estructural del revestimiento, representado por el aumento de su espesor, en comparación con las interacciones termo-mecánicas que será sometido. Dada la fuerte correlación de la temperatura con algunos de los fenómenos relacionados a la generación de daños del combustible irradiado indicados en este trabajo, y a la forma a verificar atendiendo a los criterios de seguridad previamente establecidos, fueron conducidas análisis termo-hidráulicos, para cada uno de las alternativas de combustibles propuestos. Para este análisis, se construyó un modelo termohidráulico representativo de dominio físico del problema, y construida una malla de nodos a lo largo de toda la longitud del canal caliente. El conjunto de ecuaciones algebraicas resultante del balance de energía en régimen estacionario, se aplica a la malla nodal constituida, resultado de contratar a un "Resolvedor de ecuaciones” [S.A.KLEIN; F.LALVARACX), Engineering Equation So/ver,Professional Version, 1992/2001].

Teniendo en cuenta los resultados obtenidos en estas pruebas, se concluye que no se alcanzaron desde el punto de vista de la generación del daño incrementados por radiación y por calor, los límites máximos de temperatura impuestos (550 ° C) para el combustible. La temperatura máxima alcanzada por combustible fue 455,5 "C ocurrido para la alternativamente 7.

En cuanto al criterio de seguridad asociados con la inestabilidad de flujo, el valor máximo obtenido de 1,71 para la relación de flujo de calor en el canal y el flujo calculado en el inicio de la inestabilidad, muestra que el sistema cumple con la relación de máximo establecido de 2,0. Con respecto al criterio DNBR, aunque la correlación atribuida al Laboratorio americano Bettis Atomic Power, muestra una perfecta adecuación con el tipo de reactor analizado por este trabajo, su utilización requiere de una mayor experiencia con el análisis de sensibilidad de los resultados obtenidos con esta metodología. Así de esta forma, la adopción de dos valores obtenidos con la correelación de Jens y Lottes, para el flujo crítico de calor sólo refleja la incorporación de cierto conservadurismo y de un flujo máximo de calor permitido antes de la aparición de una crisis de ebullición. El mínimo DNBR calculado para la alternativa 7, fue de 2,8, indicando un buen margen de seguridad para el combustible en campo termo-hidráulico. Además, el análisis muestra que la temperatura termo-hidráulica muestra que la temperatura alcanzada por el refrigerante, de 315°C, se sitúa siempre por debajo de la línea de saturación para todas las alternativas consideradas frente a condiciones operacionales encontradas en un reactor de pequeñas dimensiones, del cual tratamos en este análisis.

CAPITULO 4 Fabricación de Combustibles en Argentina

CNEA, la Comisión Nacional de Energía Atómica de Argentina, ha participando en los esfuerzos del Programa RERTR (Reduced Enrichment for Research and Test Reactors ). La mayor parte de este apoyo y participación, está relacionados con el desarrollo de combustibles, y actividades de fabricación de combustibles. La investigación y desarrollo, comenzó a principios de los años ochenta con el desarrollo y la fabricación de miniplacas para la comunidad internacional, y al esfuerzo de calificación del combustible de siliciuro. En la actualidad las actividades de I + D es continuar con el desarrollo de técnicas de fabricación y procedimientos adecuados para la fabricación de placas de combustible, utilizadas en las aleaciones en base a U-Mo. Las instalaciones mencionadas, incluyen también para combustibles de plantas de potencia, e instalaciones para el tratamiento de desechos de combustible. En el ámbito de la fabricación de combustible MTR (tipo placa) la contribución se inició con la fabricación de los elementos combustibles para la conversión del reactor Argentino RA-3. Elementos combustibles LEU (bajo enriquecimiento de uranio) fueron también producidos, para varios reactores fuera de la Argentina. Entre ellos, el del núcleo del reactor RP-0 de Perú, la conversión del reactor iraní, el combustible para el reactor de Argelia, y más recientemente, el combustible para la MPR en Egipto. Todos estos combustibles fueron de U3O8 como material fisible. CNEA ha calificado también como fabricante de combustibles de compuestos de siliciuro. La planta de fabricación de combustible de la CNEA trabajó en la fabricación de 64 elementos combustibles para el reactor de investigación de ANSTO en Australia. Como resultado de las actividades mencionadas anteriormente más de 12.000 placas de combustible se han fabricado, y la mayoría de ellos han sido exitosamente irradiados, sin ninguna falta reportada en el combustible.

Antecedentes En el campo de la tecnología de combustible nuclear, la CNEA ha acumulado una amplia experiencia en el desarrollo, cálculo, diseño, fabricación y ensayo de combustibles nucleares para reactores de potencia y combustible del reactor de investigación. Todos los aspectos necesarios de esta tecnología están cubiertos dentro de las instalaciones de la CNEA. Desde la conversión de UF6 a U-óxido o U-metal en un extremo, a la fabricación y control de los elementos combustibles agotados en el otro, todas las actividades relacionadas con la fabricación de combustible se llevan a cabo bajo un estricto programa de control de calidad. Las instalaciones de la CNEA también incluyen la planta para producción de polvos combustibles y las instalaciones para el tratamiento de desechos de combustible. CNEA y el esfuerzo RERTR La participación de la CNEA en el esfuerzo RERTR comenzó hace algunas décadas. La mayor parte de esta participación y apoyo están relacionadas con el desarrollo y fabricación de combustibles. El trabajo de la CNEA ha sido muy importante a nivel internacional en el programa de la reducción de enriquecimiento de uranio utilizado en los reactores de investigación. Desarrollo de los combustibles, blancos y otros elementos de bajo enriquecimiento para reactores. La CNEA también estuvo involucrada en la conversión de reactores de investigación que utilizan elementos con uranio altamente enriquecido. En este campo, la CNEA ha participado en INFCE (OIEA) y más tarde, a partir de 1978, en el programa RERTR (Reduced Enrichment for Research and Test Reactors - Enriquecimiento reducido para reactores de investigación y de prueba) realizado por encargo del Departamento de Energía de Estados Unidos y coordinado por el Argonne National Laboratory (ANL). El principal hito de la participación argentina en el programa RERTR fue la conversión del reactor RA3 de alto enriquecimiento (HEU), a bajo enriquecimiento (LEU).

Este proceso incluye el desarrollo de las técnicas de fabricación para la manufactura de elementos combustibles (LEU) y la provisión de nuevos combustibles para el reactor. Desarrollo de la tecnología de combustible para utilizar uranio poco enriquecido Como parte del esfuerzo RERTR, la CNEA ha trabajado desde el comienzo en el campo de desarrollo de combustible a partir de líneas de aluminuro y de dispersión de óxido de aluminio (U3O8-Al). En 1979, la CNEA recibió una pequeña cantidad de uranio con 20% de U235 enriquecido, en forma de U-metal y U3O8, lo que permitió hacer miniplacas de diferentes tipos de combustible. Cuando Argentina se decide a fabricar los elementos combustibles con un 20% de U235, sólo se disponía en el mercado de UF6. Por esta razón, métodos alternativos se han desarrollado para convertirlo en U3O8, Este desarrollo se realizó teniendo en cuenta las características especiales que se necesitan en el polvo de U3O8, a fin de obtener placas de combustible, con una densidad suficientemente alta (superior a 3 gU/cm3). Los avances en este campo se da en etapas sucesivas, cada una termina cuando el desarrollo es bastante completo y calificado para ser transferidos a la fase de fabricación. Las metodologías aplicadas en cada etapa son similares, incluyendo la formación de recursos humanos, investigación básica y aplicada, desarrollo y producción. Las actividades mencionadas conforman el Proyecto de combustibles MTR de la CNEA, cuyos principales pasos fueron los siguientes: Primera Generación de combustibles para reactores de investigación - evolución inicial y fabricación A finales de la década de 1950, la CNEA comenzó el desarrollo y fabricación de barras de combustible para el reactor RA-1 de 40 kWt. Las barras de un compuesto extruido de grafito-UO2 revestido en aluminio. El uranio enriquecido utilizado fue del 20% de U235. Desde 1967 a 1987, nuevos combustibles tipo MTR se desarrollaron con placas UAlx-Al (90% en 235U) para el reactor RA-3 de 5 MW, y para la instalación del RA-2. Tres líneas de desarrollo relacionados con combustibles LEU (Menos del 20% de U235) se iniciaron en 1978. Ellos fueron: • U3O8-Al • UAlx-Al • UxSix-Al En 1980 la CNEA decidió utilizar la línea de U3O8-Al como el proceso estándar para la fabricación de elementos combustibles para suplir la demanda interna, pero el desarrollo de otras líneas continuaron después de ese año, con el fin de adquirir experiencia con los materiales combustibles diferentes. Segunda generación - CNEA proveedor de combustible industrial Basado en las experiencias y conocimientos anteriores, la segunda generación de combustibles incluye elementos de combustible diseñados y fabricados especialmente, de acuerdo con los requisitos y características de los reactores de investigación específicos, como el ETRR-2 en Egipto, o en el Perú RP0. Tercera generación - los combustibles avanzados basados en siliciuro de uranio Esta fase del proyecto consistió en el desarrollo y calificación de la tecnología relacionada con los combustibles de uranio silicio (U3Si2). Este paso se inició con la preparación de una primera experiencia a gran escala de los elementos combustibles (P04), que fue irradiado en el reactor RA-3. El examen posterior a la irradiación de este prototipo se llevó a cabo en el laboratorio de exámenes postirradiación (LAPEP). Esta fue la primera vez, de una inspección en celdas calientes, y fue completamente realizada en Argentina. Después del P-04, dos prototipos a gran escala, P-06 y P-07, se han diseñados y fabricado. Ellos fueron

parte del programa de calificación de la CNEA como fabricante de combustible de siliciuro de alta densidad. Las dimensiones del primer elemento de combustible (P06) fue similar al combustible estándar del RA-3 pero con una densidad de uranio superior (4,8 g/cm3). P-07 fue diseñado con unas placas más finas de combustible, al igual que en los reactores en funcionamiento RRR o de otro tipo. Ambos prototipos alcanzaron el grado de quemado del objetivo del 55% y se inspeccionaron en las instalaciones de RA-3 junto a la piscina. P-06 también fue sometido a PIE destructivo en celdas calientes en argentina. Como resultado de este programa CNEA ha calificado satisfactoriamente como fabricante de combustible de siliciuro de uranio poco enriquecido. Cuarta generación - Combustibles de densidad muy alta sobre la base de aleación de U-Mo La cuarta etapa del programa se basa en el hecho favorable, que la CNEA ha completado todas las capacidades necesarias para el desarrollo de un combustible MTR de alta, y muy alta densidad. El edificio principal es la planta de fabricación de combustible (ECRI) de la CNEA, que incluye: laboratorio de investigación de nuevos materiales nucleares, instalaciones de caracterización, plantas piloto para la preparación de materias primas nucleares y combustible experimental, un reactor de prueba y laboratorio de celdas calientes para exámenes posteriores a la irradiación. También vale la pena mencionar el importante desarrollado de capacidades en cálculos neutrónicos y termo-hidráulicos, códigos de simulación, modelado, ingeniería y aseguramiento de la calidad del combustible. Esta etapa del proyecto comenzó en 1999, y aleaciones de U-Mo había sido elegido como el candidato más promisorio para el estudio de materiales combustibles de muy alta densidad. Teniendo en cuenta el potencial y ventajas de estas aleaciones, en cuanto a flexibilidad y seguridad. Esta fase del proyecto, inicialmente fue centrada en la preparación y caracterización de las aleaciones U-Mo, y evaluar sus ventajas comparativas como combustible para reactores de investigación. Una alternativa a los procesos de preparación de polvos de UMO también fue desarrollada. CNEA como proveedor industrial de combustible MTR HEU y LEU Desde el comienzo de las actividades de fabricación de estos combustibles MTR, más de 600 elementos de distintos tipos y más de 12.000 placas de combustible han sido entregados a clientes nacionales y extranjeros. La mayor parte de ellos han sido completamente irradiados. El rendimiento de estos elementos de combustible ha sido excelente, dentro de los parámetros esperados para su servicio nuclear, y sin fallos o anomalías en el combustible hayan sido reportados.

IRRADIACION DE MINIPLACAS (U-Mo) EN EL REACTOR ATR (Advanced Testing Reactor, Idaho, EEUU).- Enrique E. Pasqualini - CNEA - Centro Atómico Constituyentes. La utilización de aleaciones de alta densidad de uranio molibdeno en fase gama (UMo) permitiría avanzar en la reconversión de combustibles nucleares de reactores civiles que se utilizan para investigación, ensayo de materiales o producción de radioisótopos, que aún funcionan con enriquecimientos de uranio mayores al 20 %. Debido a las propiedades termo-mecánicas de la aleación UMo y su interacción con el aluminio es necesario implementar nuevos desarrollos tecnológicos y procesos de fabricación para poder calificar este material como combustible nuclear. Haremos una reseña desde la evolución de la idea a los resultados bajo irradiación de miniplacas combustibles monolíticas de la aleación en fase gama metaestable de uranio -enriquecido al 20% en el isótopo 235U- con 7% en peso de molibdeno ( U7Mo) y revestimiento de Zircaloy-4. La irradiación se llevó a cabo en el marco de esfuerzos internacionales para calificar la aleación UMo, ya sea utilizada en forma de polvo disperso o como núcleo monolítico. Se comentan también otras alternativas elaboradas, o en etapas intermedias de desarrollo, de combustibles dispersos y monolíticos de U 7Mo. Introducción Los combustibles nucleares tipo placas son utilizados en los reactores nucleares que tienen como finalidad la investigación, el ensayo de materiales o la producción de radioisótopos. Una de las etapas del desarrollo de nuevos combustibles nucleares avanzados es probar el comportamiento bajo irradiación de las placas combustibles utilizando prototipos de menor tamaño, denominados miniplacas. Debido a que la aleación UMo es dúctil, se revieron procesos de fabricación de polvos y se contempló la posibilidad de utilizar la aleación en forma de placa monolítica. Se demostró que no es posible colaminar en caliente el UMo con aluminio (placas monolíticas) debido a las distintas durezas de ambos. En ensayos a altos flujos neutrónicos, se detectó un comportamiento inaceptable del combustible disperso en matriz de aluminio debido a la aparición de porosidad en la interfase aluminio/zona de interacción. El origen de este problema es debido a la amorfización de las fases presentes en la zona de interacción que no permite retener los gases de fisión. El desarrollo de combustibles de UMo disperso y monolítico atraviesa actualmente el desafío de resolver estos dos problemas tecnológicos: a. Resolver el problema de interacción del UMo con el aluminio, ya sea en combustibles dispersos o monolíticos. b. Obtener un proceso de fabricación de placas combustibles con UMo monolítico. Para resolver el tema de interacción UMo/Al se planteó el agregado de silicio a la matriz de aluminio, y en particular se consiguieron buenos resultados con la incorporación de 2 % p/p de silicio. Se están planteando otras alternativas con diferente grado de avance, que incluyen el recubrimiento de las partículas combustibles, el cambio de la matriz de aluminio por una matriz de magnesio o bien la incorporación de adsorbentes de los productos de fisión gaseosos en el seno de la matriz de aluminio. Con respecto a los combustibles monolíticos de UMo se están probando distintas técnicas de soldadura entre el núcleo y el revestimiento de aluminio: a. Soldadura en fase líquida transitoria (TLPB) utilizando silicio como aporte. b. Soldadura por fricción agitación (FSW). c. Soldadura por alta presión isostática (HIP). Otra alternativa es reemplazar el revestimiento de aluminio por un recubrimiento de Zircaloy-4. El cambio del aluminio por Zircaloy-4 en las placas combustibles es un desarrollo realizado en CNEA. Las otras tres alternativas son impulsadas por Estados Unidos. Antecedentes A principios del año 2003 en una conversación con Jim Snelgrove y Adolfo Marajofsky en el comedor del Centro Atómico Constituyentes se planteó buscar un método alternativo a las tres propuestas que los EEUU ya estaban encarando para desarrollar en la Argentina placas combustibles de UMo monolítico. De esta conversación surgió la idea de no superponer tareas con otros países y desarrollar en CNEA combustibles nucleares monolíticos de UMo con revestimiento de Zircaloy-4. Esta propuesta la planteé en una reunión sobre combustibles nucleares en CNEA a mediados de año y para la reunión anual de Reduced Enrichment for Research and Test Reactors (RERTR) en Chicago, estuvimos en condiciones de mostrar los primeros resultados, sin poder asistir a presentarlos. El resumen enviado del trabajo [L. Lemos, E. Cabanillas, S. Balart and E. E. Pasqualini. Uranium Molybdenum Monolithic Fuel with Zircaloy Cladding. International meeting on Reduced Enrichment for Research and

Test Reactors (RERTR). Chicago, USA, 5-10 Oct 2003] hacía mención al estudio de factibilidad del sistema, la necesidad de tener en cuenta las distintas propiedades mecánicas de ambos materiales (fundamentalmente la dilatación térmica), resultados de pruebas de colaminación de Zircaloy-4 y el ensayo de un par difusional de U 7Mo/Zr- 4. Estos resultados recién fueron expuestos por primera vez en abril de 2004 en un seminario interno de CNEA [E. E. Pasqualini, M. López y L. Lemos. U-Mo: 1) recubrimientos, 2) monolítico U-Mo/Zr-4, Ia Reunión de Combustibles MAD. CAC, CNEA, Bs. As. 13 y 14 de abril, 2004].

En el año 2004 se comenzaron a hacer gestiones para la irradiación de miniplacas con combustible disperso de UMo en matriz de aluminio en el Advanced Testing Reactor (ATR) de Idaho, EEUU, dentro del programa RERTR. Como consecuencia de estas gestiones se le asignaron a CNEA dos posiciones de irradiación de las 32 disponibles en el ensayo RERTR 7A, a llevarse a cabo en el segundo semestre de 2005. Los avances de los desarrollos y sus resultados fueron presentados en distintos seminarios, reuniones del grupo de expertos internacionales para el desarrollo de combustibles de UMo (International Fuel Development Working Group) y congresos nacionales e internacionales. Después de 20 años la CNEA volvía a enviar miniplacas para ser irradiadas en el exterior en un programa internacional de calificación de combustibles nucleares para reactores de investigación. Si bien estaban reservadas dos posiciones de irradiación, se trabajó para mandar más miniplacas, siendo que a último momento pudiese haber más posiciones de irradiación disponibles.

Miniplacas semielaboradas de UMo disperso en matriz de aluminio y revestimiento de aluminio (arriba) y monolíticas de UMo con revestimiento de Zr-4. Las cuatro placas de más a la izquierda fueron enviadas a EEUU para ser cortadas e irradiadas en el ensayo RERTR-7A. El ancho de cada placa es de 50 mm

Miniplaca monolítica U 7Mo revestida con Zircaloy-4. (100 x 25 x 1 mm3)

Cortado de la miniplaca MZ25 en la celda caliente

Desarrollos, fabricación y caracterización. Después de etapas preliminares de desarrollo de procedimientos realizados con uranio natural, se trabajó con uranio enriquecido al 20% en 235U. Todas las aleaciones utilizadas, ya sean fundidas para facilitar la obtención de polvos o placas, eran de composición nominal 7% p/p molibdeno (U-7Mo). La composición

de las aleaciones obtenidas era determinada por métodos químicos. Las fundiciones se realizaron en el ECRI en un horno de inducción de acoplamiento indirecto con crisoles de óxido de magnesio y se colaban en moldes de grafito. Se eliminaban los restos de polvillo proveniente del mecanizado de los moldes por inmersión en alcohol asistida por ultrasonido, con sopleteado posterior. Se fabricaron polvos por el método de hidruración masiva, molienda y deshidruración (HMD), se recubrieron las partículas con Si utilizando técnicas de deposición química en fase vapor (CVD) utilizando SiH4 a 700 °C y por difusión en fase sólida (2 horas a 950 °C) y se hicieron ensayos de pares difusionales de U 7Mo y Zircaloy-4 (Zr-4). Los polvos HMD con tamaño de partícula entre mallas #325 y #120, recocidos 4 horas a 1000 °C, y con densidades de 17,1 g/cm3, fueron caracterización por microscopía electrónica de barrido, metalografía, difracción de rayos-X, análisis químicos y midiendo densidades y superficies específicas. Los polvos recubiertos con silicio tenían una densidad de aproximadamente 26,3 g/cm3. La caracterización de los pares difusionales se realizó por metalografía y microscopía electrónica de barrido. Se probaron temperaturas de colaminación en caliente al aire para el Zr-4 entre 650 °C y 850 °C, en el rango común de estabilidad de las fases U 7Mo y Zr. Se eligió la menor temperatura debido a que el espesor de la capa de óxido era menor que a temperaturas mayores. El crecimiento de la capa de óxido se puede disminuir aún más utilizando una atmósfera controlada en el horno de calentamiento entre pasadas de laminación. En pruebas de prototipos preliminares de colaminación entre UMo y Zr-4 se observó que a 850 °C durante 1 hora la zona de interacción entre ambos materiales era del orden de 5 micrones. Miniplacas de combustible disperso fueron obtenidas por mezclado de los polvos de UMo y aluminio, y prensados en frío, para obtener una densidad nominal final de 7 gU/cm3 después de la colaminación en caliente con temperaturas en el rango 440/455 °C y tiempos de 5/7 minutos de calentamiento entre las 6 pasadas de laminación. Se tuvo precauciones de mantener por debajo de una hora los tiempos totales de colaminación en caliente para evitar la descomposición de la fase U 7Mo. No se presentaron problemas durante la elaboración de estas miniplacas a las especificaciones requeridas, donde se siguieron los métodos convencionales de fabricación. El ancho de núcleo de las placas combustibles estaba muy cercano al máximo permitido por las especificaciones de la miniplaca, debido al tamaño de la matriz de compactado disponible en ese momento. Los núcleos monolíticos fueron obtenidos por mecanizado manual con sierra y lima de placas de U 7Mo con una densidad de 17,53 g/cm3, ya sea fundidas al espesor deseado o bien llevadas a espesor por laminación en caliente. Cuando se laminaba la aleación en caliente la densidad se incrementa ligeramente. Se utilizó el método de marcos y tapas para revestir los núcleos con Zr-4, soldando lateralmente por TIG y laminando en caliente hasta obtener las dimensiones finales. La colaminación se realizó en 8 pasadas con tiempos intermedios de calentamiento de 6/7 minutos a temperaturas en el rango de 655/675 °C. La terminación superficial y ajuste final de espesor se hizo utilizando abrasivos de graduación decreciente (mallas #400 y #320) en una lijadora de banda con incorporación de agua de refrigeración. Se elaboraron doce miniplacas, en una laminadora Stanat, que correspondían a seis pares distintos, de tal forma de mantener un testigo de cada una de ellas. Los tres pares de miniplacas con combustible disperso eran de polvo HMD y polvo obtenido por atomización centrífuga (KAERI). Los polvos en dos pares de ellas estaban recubiertos con Si de aproximadamente 1 micrón de espesor por el método de difusión en fase sólida y en el tercer par, con polvo HMD sin recubrimiento, se mezcló 5% en peso, con respecto al Al, de Si de tamaño menor a malla #400, en la matriz de aluminio. Las miniplacas monolíticas de U 7Mo/Zr-4 tenían espesores de núcleo de 250 y 500 micrones. El espesor de las miniplacas de combustible disperso en matriz de aluminio era de 1.4 mm, y las monolíticas revestidas con Zr-4 era de 1 mm, menor que el de las especificaciones. Las miniplacas se caracterizaron con técnicas de radiografía, ultrasonido, densidad, metrología y ensayos de plegado. El corte a dimensiones finales (25 x 100 mm) de las miniplacas laminadas, se había acordado previamente, que se realizaría en EEUU. Ampollado, precipitados, despegue y cortado. Ambos procesos de recubrimiento con silicio mostraban precipitados en la superficie que no se pudieron caracterizar ni eliminar, sospechando que correspondían a óxidos mixtos de U-Mo y Si. No se pudo determinar si estos precipitados eran intrínsecos a la deposición sobre la superficie de las partículas previamente pasivadas, o debido a contaminaciones durante el proceso de recubrimiento. Durante la laminación en caliente de las miniplacas monolíticas revestidas con Zr-4 se presentaron dos tipos de problemas. El primero está relacionado con ampollados producidos por falta de ajuste entre el núcleo de U 7Mo y el marco. La existencia de cámaras de aire se traducía en ampollado durante la laminación y movimiento del núcleo, produciendo plegados internos. El segundo problema estaba relacionado con precipitados carbonosos, posiblemente de UMo, en la superficie del núcleo de U 7Mo, provenientes de la colada en molde de grafito y ajuste de espesor por laminación en caliente, que impedían una buena colaminación con el Zr-4. El primero se resolvió optimizando las tolerancias entre núcleo y marco. El segundo, con la disolución de los carburos en vapor de agua a 100 °C y posterior decapado en ultrasonido y ácido. Los problemas de colaminación entre U 7Mo y Zr-4, debidos a sus

diferentes coeficientes de dilatación térmica, fueron encarados con pasos de laminación controlados y minimizando el enfriamiento de las placas entre pasadas. Envío, irradiación y postirradiación. Se exportaron a EEUU un total de 4 miniplacas, dos dispersas y dos monolíticas, para mantener la cantidad de uranio enriquecido en la mínima categoría posible de materiales peligrosos de esta caracterización y facilitar los trámites de exportación correspondientes. Los espesores de núcleo de las miniplacas monolíticas con revestimiento de Zr-4 eran de 250 y 500 micrones. En la Tabla siguiente, se dan características adicionales de estas dos miniplacas monolíticas. Siendo el espesor de las miniplacas monolíticas menor que el de las especificaciones, se había hablado con EEUU y se acordó que elaborarían una grilla especial para su sujeción en la cápsula a ser introducida en el reactor para las pruebas de irradiación. Las placas con combustible disperso enviadas eran de polvos HMD. Una de ellas con partículas recubiertas con Si por difusión en fase sólida y matriz de aluminio. La otra miniplaca dispersa, era con polvo sin recubrimiento y matriz de aluminio con incorporación de 5 % de polvo de Si disperso. Las miniplacas con material disperso y revestimiento de aluminio cortadas en EEUU produjeron un despegue lateral del colaminado Al-Al, produciendo puentes que dejaban expuesto el núcleo combustible. El origen de esta falla se puede atribuir a que el ancho del núcleo enmarcado tenía las dimensiones (21,4 y 21,9 mm) cercanas a las máximas de las especificaciones, cuando normalmente se trabaja con valores menores del marco, con anchos de 18 mm y largos de 12 mm. A raíz de este defecto, que no hubo tiempo de subsanar, ingresaron al reactor solamente las dos miniplacas monolíticas. Las miniplacas fueron irradiadas a principios del año 2006 y no presentaron problemas al extraerlas, con un quemado de 235U de 38 y 33%. Durante los ensayos de postirradiación se midieron las dimensiones finales, el espesor de la capa de óxido, el quemado químico (Tabla)

y se realizaron metalografías (figura siguiente). La zona de interacción es un continuo de espesor mínimo que no presenta precipitación de fases.

Corte metalográfico a lo ancho de la miniplaca MZ25 de UMo/Zr-4 después de la irradiación

Conclusiones y perspectivas. El diseño de placa monolítica de U 7Mo con revestimiento de Zr-4 no presenta ninguno de los problemas que son sospechables de aparecer si el revestimiento fuese de aluminio. La adaptación de variables de proceso con revestimientos de Zr-4 para colaminar núcleos monolíticos de U 7Mo con métodos convencionales no presentó problemas. Las perspectivas de este tipo de placas combustibles monolíticas son muy alentadoras. Es de esperar que no se presenten problemas irresolubles en la fabricación de placas de tamaño definitivo. A nivel mundial se desarrollaron combustibles por extrusión de UMo con revestimiento de Zr-2. Dado que en la bibliografía no existen antecedentes de fabricación por colaminación en caliente de placas monolíticas de U 7Mo con revestimiento de Zr-4, se elaboró un borrador de patente para ser presentada internacionalmente. El proceso de limpieza del Zr-4 en las placas combustibles es necesario optimizarlo para disminuir los tiempos de proceso y reducir el espesor del revestimiento a lo más bajo posible. Se realizaron pruebas para colaminar bajo atmósfera inerte y se exploran métodos alternativos de limpieza por chorros de agua con abrasivos que puedan ser automatizados y mantener un espesor del revestimiento uniforme. Se obtuvieron núcleos monolíticos de UMo fabricando un compactado en frío de polvo HMD, evitando el trabajado mecánico de núcleos fundidos. Durante pruebas de colaminación de estos núcleos obtenidos por pulvimetalurgia se lograron buenos resultados durante la colaminación al caracterizarlos por radiografía y ultrasonido. Esta tecnología para la obtención de compactos en frío es apta para producir en forma sencilla núcleos de espesor variable. Si se quisiera optimizar la relación material físil/moderador para adaptar el diseño de reconversión de combustibles de alto enriquecimiento de uranio a bajo enriquecimiento, se puede dispersar un moderador de hidruro de zirconio en polvo de UMo, en un núcleo obtenido por pulvimetalurgia. En este caso se debería utilizar un revestimiento de acero inoxidable para evitar problemas de hidruración del Zr-4. En el caso de combustibles dispersos se diseñaron experimentos para probar la incorporación de nanopartículas porosas en la matriz de aluminio, aumentando la resistencia mecánica de éste y al mismo tiempo adsorber gases de fisión. La finalidad de este desarrollo es disminuir la cinética de crecimiento de burbujas en la interfase de la zona de interacción en contacto con el aluminio de la matriz.

Códigos de Calculo Los parámetros necesarios para el análisis de los reactores nucleares, (en particular los ritmos de reacción), surgen de la interacción de los neutrones con la materia. Para poder ser determinados, en primer lugar, deben conocerse las propiedades de la materia, que es descripta por las secciones eficaces nucleares (XS) de los materiales presentes en el reactor. En segundo lugar, la distribución de neutrones, es decir el flujo neutrónico, Φ; gobernado por la ecuación del transporte. Se define el factor de multiplicación, k, en un reactor como, Tasa de producción de neutrones K = --------------------------------------------------------------------------------------Tasa de pérdida de neutrones (absorciones + capturas + fugas)

Un reactor se dice que está en estado crítico, cuando k=1. En esta condición, el reactor mantiene constante su población de neutrones Uno de los factores más importantes que afectan la reactividad de un reactor es la temperatura del mismo. Esta dependencia se debe a que las propiedades de la materia cambian en función de la temperatura, es decir, se afectan las XS. En consecuencia, cambios en la temperatura del reactor dan lugar a cambios en el valor de k. Luego, estos fenómenos de realimentación termohidráulica en los reactores, presentan implicancias en la seguridad del sistema. Realimentación termohidráulica La potencia generada en un reactor nuclear está directamente relacionada con la tasa de fisión. Esta última es a su vez dependiente del flujo neutrónico (Φ), y de las secciones eficaces de fisión. Muchos son los factores que inciden en la distribución radial y axial del flujo de neutrones en un reactor nuclear y por ende en la tasa de fisión, por ejemplo: el número y tipo de barras de control, la geometría y el tamaño del núcleo, la concentración de los productos de fisión y las propiedades del reflector, entre otros. Al alcanzar el estado estacionario, un reactor tendrá un perfil de temperaturas y de densidades, que dependerá tanto de la densidad de potencia como de la refrigeración del sistema. Durante las etapas de cálculo, estos perfiles son inicialmente desconocidos. Por lo que una primer distribución de flujo, Φ, es calculada suponiendo que el reactor posee una temperatura homogénea. Conocido el flujo, y por lo tanto la densidad de potencia, se replantea el problema corrigiendo, por temperatura y densidad, las XS de los materiales. Así, una nueva distribución de flujo es hallada y el proceso descripto se prosigue hasta converger. A este mecanismo de cálculo se lo conoce como REALIMENTACION TERMOHIDRAULICA, RTH. El paso de transformar una distribución de potencia en perfiles de temperatura y densidad no es trivial, y está regida por las leyes de transferencia de calor. La RTH en CITVAP El código de núcleo CITVAP, v3.6, es capaz de considerar los efectos de realimentación termohidráulica en reactores tipo PWR, donde los elementos combustibles son tipo barra cilíndrica. Esta funcionalidad, hace uso del algoritmo COSTHA, que ha sido acoplado a CITVAP para el estudio de las Centrales Nucleares Atucha. Por otro lado, también se ha implementado una realimentación externa con el programa THERMIT para el cálculo del reactor CAREM. Sin embargo, en los reactores experimentales tipo MTR, la geometría de los EECC es clásicamente rectangular (figura siguiente). Además, los rangos de potencia son distintos. Es por ello que no son válidas las correlaciones empleadas por COSTHA para tal fin. En consecuencia, resulta necesario incluir un nuevo algoritmo especialmente pensado para geometrías rectangulares,

Objetivos El objetivo de este trabajo es incluir en CITVAP la capacidad de realizar realimentaciones termohidráulicas en reactores experimentales, con EECC de geometría rectangular. Se requiere que esto pueda hacerse bajo dos condiciones operativas: - Convección forzada, CF - Convección natural, CN Para ello se propone incluir en CITVAP v3.6 dos algoritmos termohidráulicos extraídos de los programas: TERMIC para convección forzada y CONVEC para convección natural. Estos programas recibirán de CITVAP los perfiles de potencia en cada EC y determinarán, en las distintas situaciones operativas, los perfiles axiales de temperaturas del combustible y del agua refrigerante, además de la densidad de esta última. A partir de estos datos, CITVAP re calculará el perfil de potencia del núcleo modificando las secciones eficaces de los materiales considerados por zonas, en un proceso iterativo. La línea de cálculo neutrónica La secuencia de pasos seguida para el cálculo neutrónico de un reactor nuclear se conoce como línea de cálculo neutrónica. En INVAP, la principal línea empleada es CONDOR-CITVAP, (Figura). Esta se compone de 3 etapa distintas: - Generación de datos nucleares - Cálculos de celda (CONDOR) - Cálculos de núcleo (CITVAP) Además, existe una serie de programas auxiliares que permiten una vinculación entre estos códigos y el usuario, como el HXS (Handle Cross Section) y el POSLIB En este capítulo se describe la principal línea de cálculo neutrónico empleada por INVAP y cómo se propone modificarla para realizar la RTH. Cálculo de celda En esta etapa, se generan secciones eficaces condensadas y homogeneizadas macroscópicas y microscópicas para el posterior cálculo del núcleo. Los cálculos de celda se realizan para cada uno de los materiales del reactor, tratando de considerar todas las variables que definen su estado de operación (temperatura de combustible, temperatura y densidad de refrigerante/moderador, concentraciones de boro, etc.).

Las secciones eficaces macroscópicas son empleadas para los cálculos de flujo neutrónico, de reactividad, quemado, realimentación termohidráulica, etc. Por otro lado, las secciones microscópicas son utilizadas principalmente para el cálculo de parámetros cinéticos del reactor. En el caso de CONDOR-CITVAP, la interfaz entre el código de celda y el de núcleo es realizado por el programa HXS para secciones macroscópicas y por el POS_LIB para las microscópicas. Cálculo de núcleo En esta última etapa es donde se determinan todos los parámetros de interés de un reactor, estos son en primer lugar, flujo y reactividad. Además, permite realizar cálculos de quemado, de posición de barras de control para lograr la criticidad, etc. Es también la etapa de cálculo donde se realiza la RTH. En la línea de cálculo que se está describiendo, el cálculo de núcleo es realizado por el programa CITVAP. CITVAP es un código de cálculo de núcleo de reactores nucleares programado en lenguaje FORTRAN. Para representar el transporte de neutrones se basa en la teoría de difusión empleando un método de diferencias finitas. El problema de cálculo del autovalor del flujo neutrónico es resuelto por iteraciones directas para determinar el factor de multiplicación o bien la densidad de los materiales que ponen crítico el sistema en simulación. CITVAP es una versión del código norteamericano CITATION-II(11), que ha sido mejorado y expandido en sus capacidades por el Departamento de Ingeniería Nuclear de INVAP S.E. CITVAP es capaz de tratar con geometrías en una, dos y tres dimensiones, con un número arbitrario de grupos de energía. Las geometrías posibles son cartesianas, cilíndricas, hexagonales y triangulares. El código está preparado para resolver problemas de quemado con o sin una estrategia de recambio de combustibles para el análisis de ciclos de operación o de equilibrio. Para el planteo del problema son necesarias, además de las especificaciones del problema, datos nucleares de secciones eficaces en multigrupos de energía de los materiales presentes en el sistema. Estas secciones eficaces se presentan, en el programa, dependientes de varios parámetros a saber: - Temperatura de combustible - Temperatura de refrigerante - Densidad de refrigerante - Temperatura de moderador - Densidad de moderador - Concentración de boro en refrigerante - Concentración de boro en moderador - Potencia - Concentración de Xe, I, Sm, Pm - Presencia de barras de control

Los códigos termohidráulicos

TERMIC – Convección forzada TERMIC es un código de estado estacionario para el diseño termohidráulico de elementos combustibles con placas paralelas y canales refrigerantes rectangulares verticales desarrollado por la Comisión Nacional de Energía Atómica de Argentina, CNEA, y posteriormente potenciado en sus capacidades y aplicaciones por INVAP S.E. Este programa, calcula perfiles axiales de temperaturas de combustible, de vaina (cladding), y del refrigerante en un canal de un elemento combustible; además puede determinar flujos de calor y potencias máximas permitidas basándose en criterios limitantes como inicio de ebullición nucleada (ONB), flujo crítico de calor (CHF) e inestabilidades en el flujo (Flow Instability, RDR) en función de la velocidad del refrigerante. El único refrigerante considerado es agua liviana, con la posibilidad de seleccionar si el flujo es ascendente o descendente. El código está limitado a condiciones de flujo en una fase, dentro de un rango de presiones y temperaturas típicas de un reactor nuclear de investigación. Sin embargo, incluye límites de dos fases tales como inestabilidades de flujo y de CHF. Además el algoritmo considera las variaciones de temperatura y presión a lo largo del EC para determinar las propiedades físicas del agua refrigerante tales como la viscosidad y la densidad. Llamaremos canal refrigerante a un EC sobre el que se realizará la RTH. Estos canales refrigerantes no deben ser confundidos con los espacios entre placas combustibles por las que circula el refrigerante dentro de un EC. CONVEC – Convección natural CONVEC es un código termohidráulico de estado estacionario que fue desarrollado, revisado y mejorado por INVAP S.E. desde 1990.

En un régimen de circulación natural son las fuerzas boyantes las que mueven el fluido (fuerza impulsora). Esta situación se presenta ante la salida de servicio del sistema de bombeo, y también en reactores de convección natural. Para modelar estas situaciones se propone el uso de CONVEC en el nuevo esquema de cálculo con RTH. Características CONVEC considera que el reactor es tipo pileta. El núcleo puede o no tener una chimenea. La geometría del combustible considerada es de placas paralelas con canales de refrigeración rectangulares. Al igual que con TERMIC, en el análisis el canal es discretizado en celdas axiales. En cada una, se realiza un balance de energía y de fuerzas boyantes y de fricción. Las pérdidas debidas a efectos de entrada y salida son calculadas mediante coeficientes de fricción por forma, mientras que las pérdidas por fricción en las paredes se determinan por correlaciones para canales estrechos. Todas las propiedades del refrigerante se suponen dependientes de la temperatura y la presión a lo largo del canal. El refrigerante puede ser agua liviana o aire. Cada celda axial tiene asociado un flujo relativo de calor determinado por una función analítica, tipo coseno o constante. En su última versión también puede emplearse un perfil genérico dado por el usuario. Para determinar la temperatura de la pared (vaina) se emplean correlaciones de transferencia para convección laminar o natural. Al igual que TERMIC, este algoritmo permite considerar los efectos de una capa de óxido depositada sobre la superficie de la vaina. La temperatura dentro del combustible se calcula a partir de las propiedades térmicas del material a través de un modelo unidimensional de conducción térmica. Los alcances del código están limitados a una sola fase. Sin embargo, realiza cálculos de fenómenos de dos fases, tales como inicio de ebullición nucleada (ONB), flujo crítico de calor (mediante las correlaciones de Fabrega y Sudo) de ebullición pulsada, entre otras. El código también permite considerar los efectos de la chimenea. El objetivo es tener en cuenta la fuerza boyante adicional debida a la columna de agua caliente que se ubica sobre del núcleo. Validación y verificación de CONVEC El código CONVEC ha sido ampliamente contrastado con resultados obtenidos con RETRAN, RELAP, SPCONVEC y datos teóricos. También ha sido validado con datos empíricos obtenidos de los reactores RA-3 (Argentina) y del mock up OSIRIS (Francia). Se han simulado una gran variedad de casos empleando CONVEC. Estos estudios han analizado distintas variables, entre ellas, flujo de calor, geometría del elemento combustible, efecto de chimenea, etc. Las variables obtenidas y analizadas han sido temperatura del refrigerante, temperatura máxima de pared, y velocidad del refrigerante. La máxima desviación observada ha sido de sólo 10% respecto a los valores referenciados.

Reactor OPAL (Australia) El reactor australiano de agua liviana en pileta abierta (OPAL, por sus siglas en inglés) es una instalación multipropósito, con un fuerte sesgo para la producción de radioisótopos. Es uno de los reactores de investigación más poderosos y complejos del mundo y representa la mayor exportación de tecnología "llave en mano" de la historia argentina. Además de abastecer al mercado de radioisótopos de Australia y de otros países, el OPAL brinda servicios de irradiación para materiales de silicio destinados a la industria microelectrónica. La planta reemplazante es de 20 MW térmicos, del tipo de pileta abierta, trabaja con uranio de bajo enriquecimiento y está enfriado con agua desmineralizada. Instalaciones El reactor está diseñado para sustentar la investigación con neutrones. El reactor tiene tres fuentes de neutrones para la provisión de neutrones de diferentes energías: Para producir los radioisótopos, los “blancos” se introducen en posiciones de irradiación prefijadas en el tanque del reflector.

El núcleo del reactor El núcleo del reactor australiano de agua liviana en pileta abierta (OPAL, por sus siglas en inglés) tiene un diseño compacto y se encuentra a diez metros de profundidad en la pileta principal, rodeado por una chimenea de zircaloy. Contiene dieciséis conjuntos combustibles, formados por placas de combustible de uranio de bajo enriquecimiento.

Las placas de combustible se hallan separadas entre sí por canales de refrigeración por los cuales circula el agua del sistema de enfriamiento para la disipación del calor de fisión. El enfriamiento del núcleo se efectúa por medio de agua desmineralizada en circulación forzada ascendente. Cuando el reactor se encuentra apagado, el calor de decaimiento se disipa mediante la circulación natural del agua de la pileta. La reactividad se controla mediante placas absorbentes de desplazamiento vertical.

El núcleo está rodeado por un tanque reflector con agua pesada que refleja los neutrones y asegura que se dispondrá de altos flujos neutrónicos en un amplio volumen. Las facilidades para la irradiación de blancos y la extracción de haces de neutrones se hallan dentro del tanque reflector.

En la pileta del reactor se encuentran también las canalizaciones de los sistemas de enfriamiento, la instrumentación nuclear, no nuclear y las instalaciones de irradiación. DATOS DE INTERES: Este maravilloso reactor de investigación Australiano, fue construido por la empresa Argentina INVAP, y en un futuro, Argentina construirá en el país, un reactor similar de mayor potencia (30 Mw) llamado RA-10 (cabe destacar que es intención de Brasil, construir en su país uno reactor igual al RA-10). Lo interesante para este análisis en cuanto a la capacidad de Argentina de construir un reactor para un SSN, es que un reactor de investigación como el OPAL en principio, resultará evidente que no tiene nada que ver con uno naval. Pero la avanzada tecnología que esconde este reactore, y que es de sumo interés para un reactor naval, está en su núcleo.

Como bien mencionamos arriba, el núcleo de este reactor OPAL, es de 20 Mw. Está compuesto por 16 elementos combustibles planos, en formación 4 x 4. La carga inicial de combustible de este reactor, fueron fabricados por la Comisión Nacional de Energía Atómica (CNEA – Argentina), y eran de U3Si2 (siliciuro de uranio).

(imagen de arriba, reflector del núcleo) Como vimos en los capítulos anteriores, en la cual analizamos los materiales combustibles para reactores de potencia naval, los elaborados con siliciuro de uranio, tienen una relativamente alta densidad de uranio, en comparación con otros combustibles MTR anteriores, pero tienen el problema, de su gran hinchazón ante irradiación y temperatura como las de un reactor de potencia PWR , no siendo entonces un combustible apto para un núcleo de reactor de potencia de un SSN. Entonces, lo que posiblemente resultaría de interés del núcleo del OPAL para un eventual núcleo de un reactor naval, pero los combustibles actuales de U3Si2 no sirven, que cosa resultaría de interés??... es que el núcleo del OPAL, está diseñado y optimizado para operar con combustible de Uranio Molibdeno UMo del tipo Monolítico… y no opera con este combustible más avanzado porque no está certificado aún este.. ahí está la importantísima carrera por esta certificación.

Reactor Carem En los puntos anteriores, hemos podido observar las capacidades argentinas, en el desarrollo y fabricación de nuevos combustibles de muy alta densidad de uranio, y conjuntamente con la larga experiencia en códigos de cálculo, poder diseñar un núcleo con las características necesarias para un SSN moderno. Es ahora el turno de analizar el diseño de reactor. El CAREM es un reactor avanzado de baja potencia pensado a partir de nuevas soluciones de diseño basadas en la amplia experiencia acumulada en el mundo en la operación segura de reactores de agua liviana y precursor de conceptos innovadores tendientes a incrementar el nivel de seguridad de los reactores en funcionamiento. El concepto CAREM está basado en un reactor integrado de agua liviana, que utiliza como combustible uranio enriquecido a los niveles de PWR. El CAREM es un reactor de ciclo indirecto singularmente simple en su concepto, lo cual contribuye a su alto nivel de seguridad. Sus principales características inovativas son: sistema primario integrado, refrigeración del sistema primario por convección natural, y sistemas pasivos de seguridad. "Sistema primario integrado" significa que todo el sistema primario con energía acumulada que comprende el núcleo, los generadores de vapor, los mecanismos de control de las barras absorbentes de neutrones y el sistema de presurización, esta contenido dentro del recipiente de presión del reactor. El núcleo del prototipo CAREM seleccionado tiene 61 elementos combustibles de sección hexagonal. Cada elemento tiene 108 barras combustibles 18 tubos guias para elementos absorbentes y un tubo de instrumentación. El control y regulación de la reactividad del núcleo durante la operación normal se logra por medio de barras absorbentes de neutrones y de venenos quemables. Debido a la ausencia de boro durante la operación normal, el reactor esta caracterizado por un coeficiente de realimentación por temperatura fuertemente negativo, que tiende a estabilizar la respuesta del reactor ante transitorios, y variaciones de carga. Los mecanismos de control de las barras absorbentes de neutrones tienen accionamiento hidráulico, y están contenidos dentro del recipiente de presión. El diseño de este sistema es novedoso por lo que es un importante desarrollo del CAREM. Los generadores de vapor tienen tubos helicoidales, primario y secundario circulan en contra corriente. El fluido secundario entra como agua, circula por dentro de los tubos de los generadores y alcanza el estado de vapor sobrecalentado cuando termina su paso por los generadores de vapor. El refrigerante del reactor circula por convección natural. El proceso se produce por la diferencia entre la densidad del refrigerante en el camino ascendente (rama caliente), y la del camino descendente (rama fría) que asegura la fuerza impulsora necesaria para el establecimiento de la circulación indicada. La diferencia entre la altura a la que está ubicado el núcleo (fuente caliente) por un lado, y la de los generadores de vapor (fuente fría) por el otro, permite ajustar por diseño el caudal del refrigerante para asegurar la refrigeración del núcleo. El refrigerante también actúa como moderador. La auto presurización del primario en el domo de vapor, es el resultado del equilibrio Líquido-Vapor. El gran volumen del domo, contribuye a una reducción importante de la velocidad de presurización, que tiene como consecuencia favorable la amortiguación de eventuales perturbaciones de presión. Debido a la auto presurización, la temperatura a la salida del núcleo, corresponde a la temperatura de saturación a la presión del primario.

El sistema primario integrado del concepto CAREM tiene como resultado ventajas con respecto a los diseños tradicionales que se resumen a continuación:

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Los sistemas de seguridad no deben confrontar grandes accidentes de pérdida de refrigerante, debido a la ausencia de tuberías externas de gran diámetro asociadas al sistema primario. El máximo diámetro de las penetraciones al recipiente de presión del reactor es de 38 mm.

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Como resultado del desarrollo de los mecanismos hidráulicos de

seguridad, el reactor no tendrá accidentes por eyección de barras de control.

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Como resultado del gran inventario de refrigerante en el primario, el reactor tiene una gran inercia térmica, y un largo tiempo de respuesta en caso de transitorios o accidentes severos.

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Hay una reducción de requerimientos de blindajes por la eliminación de fuentes gamma dispersas en los componentes y tuberías del circuito primario.

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Se logra una dosis muy baja de neutrones rápidos sobre la pared del recipiente de presión, debido al gran volumen de agua entre el núcleo y la pared, lo que reduce el daño por irradiación neutrónica de la pared del recipiente de presión del reactor.

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La eliminación del presurizador y de las bombas de circulación del circuito primario, produce a igual densidad de potencia, mayor seguridad, ventajas de mantenimiento y disponibilidad, y disminución de costos.

El diseño de los sistemas de seguridad del concepto CAREM, sigue los lineamientos clásicos en cuanto a redundancia, independencia, separación física, diversificación, ensayos periódicos, y principio de falla única segura. Se ha puesto además especial énfasis en minimizar el uso de sistemas de seguridad con componentes activos (como bombas, etc.) y la necesidad de actuación del operador. Para apagar y mantener el reactor en estado sub-crítico, el CAREM tiene dos sistemas diferentes e independientes que son activados por el sistema de protección del reactor. El primero es el sistema de caída de barras absorbentes de neutrones, y el segundo es el sistema de inyección de agua borada. En el caso de pérdida total de energía, el calor producido por el decaimiento de los productos de fisión, se extrae a través del sistema de remoción de calor residual, y se transfiere a las piletas de supresión de presión por convección natural. El sistema de inyección de emergencia, evita el descubrimiento del núcleo, inyectando agua borada en caso de un accidente de pérdida de refrigerante. El sistema de alivio de presión está compuesto por tres válvulas de alivio, para proteger la integridad, e impedir la falla del recipiente de presión. La contención es del tipo supresión de presión, y está diseñada para que luego de iniciado cualquier accidente, y sin ninguna acción externa, la presión en el interior se mantenga por debajo de la presión de diseño. El circuito secundario del prototipo CAREM es de diseño sencillo, y cuenta con una sola turbina para la generación de electricidad.

Con respecto a la modularidad del carem, las siguientes imágenes, nos muestran el por que lo de elementos modulares, y los distintos módulos que componen el reactor.

Con respecto si este Carem serviría enventualmente para un SSN, podemos observar que “NO”. El primero punto, es que un reactor que tiene una dimensión del recipiente de presión de 11 metros de alto, no entraría en un sumbarino de la clase TR, con un diámetro interior de algo más de 7 metros. También, otros de los puntos que no lo hacen ideal, es que el núcleo de este reactor, está preparado para perseguir fines “comerciales”, con un bajo enriquecimiento (promedio 3.1%), propio de un PWR, por lo que el período de recambio de su núcleo, sería en períodos muchísimos más cortos, que los de otros

SSN (lo que se demostró en los capítulos anteriores)

Con lo que conllevaría, un muy complejo procedimiento de recambio de núcleo, (cabe destacar que un submarino nuclear, no tiene la infraestructura de equipos, ni piletas, etc , para poder hacer el recambio de combustible, como lo tiene un reactor nuclear comercial), por ende debe ingresar en instalaciones en tierra para poder efectuarlo, afectando sensiblemente su tiempo y costo de operación. La siguientes Imágenes, corresponden a las instalaciones de ECF (Expended Core Facility) de los EEUU

La siguiente figura, corresponde al del buque nuclear comercial Savanah

proceso de recambio de combustible nuclear,

Como podemos observar, este por ello, (como mencionamos en tiempo de recambio de combustible, ende, un combustible de grado anteriormente, no se lo logra.

procedimiento es muy complejo, y riesgoso. Es capítulos anteriores), es importante, que el sea lo más espaciado posible en el tiempo, por comercial, como lo demostramos

Otro punto importante, que hace inviable este reactor Carem comercial, para un SSN, es que el núcleo está conformado, por combustible en varillas, y no en placas (tipo MTR), esto no es un dato menor, dado que en el reactor, se mueven grandes masas de agua a través del núcleo (ya sea forzada, o por convección natural), este movimiento generan ruidos/vibraciones que comprometen aspectos de su sigilo (mas teniendo en cuenta que el movimiento de agua del circuito primario, debe mantenerse fluyendo), por lo tanto un elemento combustible tipo varilla, es más ruidoso, al romper mayormente el flujo de movimiento “laminar” del fluido a través del reactor, de lo que lo haría un núcleo compuesto por elementos combustibles tipo placa. Esto también se hace más notorio, si un reactor sería de circulación forzada en el circuito primario. Sin embargo, a pesar de todo lo que mencioné en los párrafos anteriores, tampoco hay que descartar al reactor Carem para analizar un reactor compacto con fines navales… no queda muy claro sus orígenes, si verdaderamente nació como reactor compacto para un submarino y luego se adaptó para el ámbito civil, o fue al revés. Lo cierto que esto es como el dilema, de “que fue primero, si la gallina o el huevo”, aquí “lo que nos interesa es si el huevo sirve para una tortilla”, y es aquí donde el Carem tiene mucho que aportar, a la hora de conseguir dominar la tecnología, para desarrollar un reactor compacto para un SSN. Es muy claro a esta altura, destacar que la tecnología de un reactor integrado, con refrigeración del primario por convección natural (sin bombas), es una tecnología importantísima, para el desarrollo de un reactor para un submarino, y el hecho de construirse el prototipo de Carem-25 (en el predio de Atucha I y II), permitirá validar los códigos de cálculo, para el diseño de reactores por convección natural… no se olviden que este reactor, está construido no para generar energía, sino es un reactor experimental..un laboratorio.

También para finalizar con este capítulo, hay que destacar las importantes tecnologías que se están desarrollando y probando, como el sistema hidráulicos de mecanismos de control, que evitan la penetración del recipiente de presión, dado que se encuentran dentro del reactor, lo que aumenta la seguridad, al evitar la posibilidad de rotura de los sellos y/o eyección de la barra. Comparemos el reactor “prototipo” SMART de Korea (izq), y el Carem (der)

A diferencia de otros sistemas más convencionales como los electromagnéticos, los mecanismos hidráulicos quedan enmarcados en el esquema de seguridad pasiva del CAREM, conduciéndolo siempre a un estado seguro en forma automática, es decir, sin necesidad de provisión de energía, lo cual es un sistema muy interesante para eventualmente operar en un submarino. Recordemos el episodio, del submarino soviético, que tuvo inconvenientes para insertar las barras de control, como también el inconveniente que tuvo otro, al momento del recambio de núcleo, que al levantar la tapa, se elevaron los mecanismos de control, y el núcleo se tornó crítico. También hay que destacar , que en el caso del reactor Coreano, podemos observar en la parte superior derecha de la imagen, que poseen en el circuito primario de refrigeración, una bomba, para forzar Otro de los puntos interesantes, es justamente la modularidad del Carem (como lo vimos en las imágenes de mas arriba), lo que permitiría eventualmente, después de agotado el núcleo de un submarino, poder inspeccionar y cambiar partes del reactor de ser necesario (pensemos en corrosión, etc), cuando este ya

está en el submarino. Tengan en cuenta por ejemplo, que para cambiar los intercambiadores de calor de un reactor de SSN que no esté integrado como el Carem, sería una tarea, que llevaría al submarino, estar fuera de servicio por un largo tiempo, al necesitar cortar el submarino, y reparar el reactor dentro del submarino.

Capitulo 5 - Conclusiones Finales: En los capítulos anteriores, pudimos analizar la historia de la evolución de los reactores para SSN, las variables que intervienen en el diseño, como así también nuevas y prometedoras tecnologías en compuestos de núcleos, permiten que nuevos países que no son del club de armas nucleares, y que desean poseer una plataforma de defensa tan importante como lo es un SSN, puedan hacerlo, sin tener que soportar los grandes perjuicios, que los países centrales poseedores de “la bomba”, imponen a aquellos que deseen enriquecer uranio de tal grado. Es por ello, que a pesar de que estas tecnologías son muy complejas y representan una gran limitación tecnológica para muchos países que quieren poseer un SSN, esto puede ir cambiando con el tiempo, y estas nuevas tecnología, logren ser dominadas, y con ello se irán incorporando marinas de guerra al club nuclear. Distinto es el caso especial de Argentina, que en forma muy resumida anteriormente, muestra gran capacidad tecnológica en materia nuclear a lo largo de su historia, y su prometedor presente, que nos hace pensar que el desarrollo de un reactor naval compacto, no resulte muy descabellado, dado los clúster tecnológicos que domina, (diseño de EECC, Códigos de Cálculo, Tecnología en reactores, etc etc). En los últimos años, ha resurgido la idea de contar con un SSN, con un reactor “derivado del CAREM”, en un submarino clase TR-1700. Digo idea, porque la palabra DECISION implica necesariamente dos cuestiones, una es ELECCION y la otra necesaria es ASIGNACION DE RECURSOS. Decisión = Elección + Asig Recursos La primera “elección” es poder optar por una opción posible (en este caso sería, es posible que argentina pueda construir un SSN??). Si nos ponemos a analizar cuestiones tecnológicas, argentina podría estar en condiciones de diseñar el reactor, para tal submarino, es por ello que incluí el reactor prototipo desarrollado por Korea del Sur, muy similar en algunos aspectos al Carem, y por el lado de la plataforma en la cual albergará el reactor, el TR tendría la capacidad de ser adaptado con tal sistema de propulsión (mucho se a hablado, de que esta clase fue diseñada desde el inicio para que pueda albergar a futuro esa propulsión), convirtiéndose en un SSN compacto al estilo “Rubis” de Francia, tal como lo soñara Castro Madero. Una especulación del autor, podría ser un TR, con un reactor integrado, auto presurizado (similar al carem), con un núcleo de UMo10 como analizamos, acoplado a un generador compacto de una sola etapa, que permitirá generar sumergido, suministrando energía al MEP de 6,4 Mw eléctricos, o al banco de baterías de respaldo. Asi podría seguir estimando, pero no es el objetivo de este trabajo. Ya habiendo analizado la “elección”, hay que hacerlo con la otra cuestión de una decisión, la ASIGNACION DE RECURSOS, y aquí es donde la argentina muestra la otra cara, que contrasta con la de muchos otros países, que desearía poder contar con estas capacidades, y que no dudarían en asignar recursos para ello. Argentina en las últimas décadas ha desatendido su capacidad defensiva, con un escaso presupuesto e inversión

en la FFAA, y a pesar de que el arma submarina, cuenta con una relación muy positiva en la comparación inversión requerida con el poder disuasivo que otorga, no se ha visto en los últimos tiempos, ningún tipo de “asignación de recursos”, dado que no solo se necesita inversión en el SSN, sino que no se ha visto recursos en infraestructura, medios complementarios, armas, etc etc. Distinto es el caso de por ejemplo Brasil, que podemos observar, como avanza en el desarrollo de infraestructura y medios, para alcanzar el objetivo de poseer un SSN, para lo cual la decisión de poseerlo, fue tomada hace tiempo por Brasil, eligiendo desarrollar u obtener la tecnología, adquiriendo la parte no nuclear por parte de un convenio de transferencia de tecnología con Francia, y desarrollar un reactor que a mi juicio es un poco primitivo, (y que Uds con los conocimientos que pudieron leer en este artículo, podrán darse cuenta de las limitaciones), pero no dejo de destacar, la convicción de su clase política para obtenerlo, y los recursos destinados para ello, lo que conducirá mas tarde o más temprano, en conseguir su objetivo. Cabe destacar, el convenio entre la republica Argentina y Brasil, para la construcción de dos reactores de investigación (uno en cada país), de características avanzadas, similar al construido por INVAP y la CNEA (argentina) en Australia, pero con una potencia proyectada de 30 Mw térmicos (50% más que el Opal), esto permitirá a ambos países, poder testear núcleos avanzados (como los de U-Mo), con una potencia similar al requerida por un pequeño SSN.

(Imagen reactor proyectado RA-10 – CNEA)

Esto alimenta los rumores que una vez había surgido, que argentina suministrará el reactor para el SSN de Brasil…. Lo cierto es que solo el tiempo dirá que países consiguieron dominar la tecnología, y desarrollen submarinos SSN, pero lo que es seguro, que en el futuro, habrá más países en este selecto club, de marinas nucleares…

CPN y Lic Bakic Guillermo

Bibliografía:

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Using LEU in OPAL ANSTO’s State of the Art Multipurpose Research Reactor. Dr Ron Cameron Chief of Operations Australian Nuclear Science and Technology Organisation Energía Nuclear en la Argentina. Dr. Jorge Barón UNC Carem Hoy, CNEA , Edición N°2 año 2010 Acoples de códigos neutrónicos con códigos termohidráulicos y estudio de transitorios de cinética puntual Vs. Cinética espacial. Ing Joaquín Ruben Basualdo Perelló TWENTY-FIVE YEARS SUPPORTING RERTR ACTIVITIES FROM CNEA MTR FUEL FABRICATION PLANT (ECRI). L. Alvarez, N. Boero, J. Fabro, M. Restelli, D. Podestá, G. Rossi Desarrollo y Validación experimental de un algoritmo de acople neutrónico termohidráulico para reactores de investigación. Ing Darío Pieck From High to Low Enriched Uranium Fuel in Research Reactors. VAN DEN BERGHE Sven, LEENAERS Ann, KOONEN Edgar and SANNEN Leo. Progress on LEU Very High Density Fuel and Target Developments in Argentina. Balart – Cabot – Calzetta – Duran – Gonzalez – Garcés – Hermida – Manzini – Pasqualini – Taboada

IRRADIACION DE MINIPLACAS EN EL REACTOR ATR (Advanced Testing Reactor, Idaho, EEUU) - Enrique E. Pasqualini RERTR - INTERNATIONAL MEETING ON REDUCED ENRICHMENT FOR RESEARCH AND TEST REACTORS. Informes de los distintos años. Ending the Production of Highly Enriched Uranium for Naval Reactor – Chunyan Ma & Franck Von Hippel EFFECTS OF VARIATION OF URANIUM ENRICHMENT ON NUCLEAR SUBMARINE REACTOR DESIGN - Thomas Dominic Ippolito Jr. - B.S.N.E., University of Lowell, Lowell, Massachusetts (1987) Calculo de la exposición de estructuras interiors y recipient de presión del Carem 25 mediante MCNP - Autor Diego Ferraro Proyecto Carem – Viviana Ishida – Silvia Gomez Atomic – Powered Sumarine Design – VM Bukalov Submarine Technology for the 21st Century - Escrito por Stan Zimmerman Periferia y fronteras tecnológicas - Diego Hurtado de Mendoza CORES AND COMPETENCIES – Capitulo 10 BUQUES Y SUBMARINOS CON PROPULSIÓN NUCLEAR - Carolliina Ahnertt (Ingeniería Nuclear en la Escuela Técnica Superior de Ingenieros Navales de Madrid) A Global Overview of High Density U-Mo Fuel Development Efforts - M.K. MEYER - Idaho National Laboratory Russian Nuclear Power Plants for Marine Applications - Ole Reistad Norwegian Radiation Protection Authority, Norway - April 2006 NUCLEAR MARINE PROPULSION - M. Ragheb – April 2009 AVALIAÇÃO DE ALTERNATIVAS DE COMBUSTÍVEL TIPO PLACA PARA REATORES DE PEQUENO PORTE - CLÁUDIO DE SÁ ANDRZEJEWSKI – IPEN - 2005 Nuclear Activities in Argentina, 2010 - Science and Technology of Nuclear Installatons : Juan Carlos Ferreri, Alejandro Clausse, Juan Pablo Ord´o˜nez, and Oscar Alberto Mazzantini Description of Natural Circulation Systems in the SMART Nuclear Power Plant Design - YoungJong Chung - Korea Atomic Energy Research Institute Memorias y Balances de la CNEA, de distintos años