ANÁLISIS DE LA REFRIGERACIÓN DE

CÁPSULAS DE ALMACENAMIENTO DE

COMBUSTIBLE NUCLEAR GASTADO

(I y II)

Trabajo de Investigación – 2º Curso Doctorado

Alumno de Doctorado : Ignacio Montoya Ocerin

Profesores responsables : Dr. Don Fernando María Legarda Ibáñez Dr. Don Jesús María Blanco Ilzarbe

Tutor de Doctorado : Dr. Don Gustavo Adolfo Esteban Alcalá

Programa de Doctorado : Ingeniería Física

Departamento de Doctorado : Ingeniería Nuclear y Mecánica de Fluidos

Curso 2009/2010

INTRODUCCIÓN – El ATC español........................................................................... 1

Descripción del ATC ....................................................................................... 2

ANTECEDENTES.......................................................................................................... 4

OBJETIVO DEL PROYECTO ...................................................................................... 6

METODOLOGÍA ............................................................................................................ 7

Software de cálculo ........................................................................................ 7

Geometría....................................................................................................... 7

Principio de refrigeración .............................................................................. 11

Descripción del análisis de sensibilidad........................................................ 13

Modelización del problema ........................................................................... 13

Modelización de camisas y suelo intermedio ............................................ 13

Modelo de mallado................................................................................... 14

Camisas................................................................................................. 15

Paredes del recinto................................................................................ 17

Región fluida.......................................................................................... 17

Interfases............................................................................................... 20

Modelo físico ............................................................................................ 21

Propiedades del aire.............................................................................. 21

Condiciones de contorno ....................................................................... 22

Modelización de la turbulencia .............................................................. 24

Modelización de la radiación ................................................................. 24

Determinación del flujo térmico ............................................................. 25

Análisis de resultados - Limitaciones térmicas ............................................ 26

RESULTADOS Y DISCUSIÓN .................................................................................. 27

Análisis comparativo..................................................................................... 27

Distribución de temperaturas........................................................................ 29

Distribución de velocidades .......................................................................... 36

CONCLUSIONES ........................................................................................................ 40

LÍNEAS FUTURAS ......................................................................................................42

REFERENCIAS............................................................................................................ 43

1

INTRODUCCIÓN – El ATC español

Los diez reactores con los que ha contado la industria nuclear española a lo

largo de toda su trayectoria generarán, al término de su vida operativa

estimada en 40 años (excepto en el caso de Vandellós 1 y José Cabrera, ya

inoperativas), cerca de 20.000 elementos de combustible gastado, es decir,

6.700 toneladas de Uranio, Plutonio y otros productos generados a raíz de la

fisión de átomos que tiene lugar en esos reactores y que transforma el

combustible inicial en material irradiado de alta actividad.

En la actualidad, el combustible gastado de las centrales nucleares se aloja

temporalmente en unas piscinas de almacenamiento, en vías de saturación, ya

sea hacia una instalación de reprocesado o para su gestión como residuo

radiactivo. En el caso español, éste permanece mayoritariamente en las

piscinas de las propias plantas, si bien, en último término, será necesario

retirarlo para permitir el desmantelamiento de las centrales nucleares.

Así, y atendiendo a consideraciones estratégicas, económicas y de seguridad,

se ha previsto la construcción en territorio nacional de una instalación que, bajo

la denominación de Almacén Temporal Centralizado (ATC), concentrará

durante unos 60 años todo el combustible gastado de las CC. NN. españolas,

así como otros residuos generados en sus desmantelamientos (Figura 1).

Figura 1: Recreación del futuro ATC

2

Descripción del ATC

La descripción física del almacén temporal centralizado, con unos costes

previstos de 540 M€, es la de una estructura que se asemeja a una nave

industrial, de aproximadamente 283 metros de largo, 78 metros de ancho y 26

metros de alto. El espesor de los muros es de 1,5 metros y los conductos de

aire de los edificios de almacenamiento alcanzan una altura de 45 metros

respecto al nivel del suelo.

Con un funcionamiento totalmente automatizado (Figura 2), los residuos

radiactivos siguen el siguiente proceso:

Fase 1 – Recepción de contenedores

Los residuos llegan a la instalación por carretera o ferrocarril en contenedores

homologados para el transporte. En el área de recepción un puente grúa los

descarga, se retiran los limitadores de impacto y se colocan en posición

vertical.

Fase 2 – Apertura

En la segunda fase se transfieren a otra zona donde se retira la primera tapa,

se comprueba su contenido y se envía a la celda de descarga.

Fase 3 – Descarga de combustible

En esta tercera fase se retira la tapa interna del contenedor, se extraen los

elementos combustibles, y se sitúan en un bastidor de descarga transitorio. El

contenedor puede volver a ser utilizado.

Fase 4 – Encapsulado

A continuación comienza, en una zona de almacenamiento en tránsito, la

introducción de los elementos combustibles en una cápsula de almacenamiento

cuya tapa es soldada.

3

Fase 5 – Almacenamiento

En la quinta fase, la cápsula se introduce en un tubo de almacenamiento,

donde permanecerán hasta que se quieran recuperar. Los elementos

combustibles quedan finalmente aislados por tres blindajes: cápsula, tubo y

muro de hormigón.

Fase 6 – Refrigeración

El aire exterior entra y extrae el calor que emiten los elementos combustibles.

Figura 2: Fases del funcionamiento automatizado del ATC

La instalación incluye pues los siguientes edificios:

- El área o edificio de recepción

- El edificio de procesos

- El edificio de servicios y sistemas auxiliares

- Los módulos de almacenamiento

- La nave de almacenamiento de residuos de media actividad

4

ANTECEDENTES

El presente trabajo se enmarca como una tarea del proyecto de investigación

“Modelo térmico de almacenamiento de cápsulas de 32 elementos

combustibles en bóvedas del ATC” realizado para la Empresa Nacional de

Residuos Radiactivos (ENRESA) por el Grupo de Mecánica de Fluidos del

Departamento de Ingeniería Nuclear y Mecánica de Fluidos de la Escuela

Técnica Superior de Ingeniería de Bilbao de la Universidad del País Vasco.

Dicho proyecto tiene como objetivo global la evaluación térmica de una

propuesta de ampliación del diseño actual del ATC, el cual debido a su

configuración alberga cápsulas de almacenamiento en cuyo interior hay cabida

para 6 elementos combustibles PWR 17x17 con 5 años de enfriamiento (Figura

3). El rediseño propuesto para el ATC plantea, manteniendo sus dimensiones,

la posibilidad de introducir un mayor número de elementos por cápsula. Este

rediseño da lugar pues a una potencia térmica menor en el módulo a la vez que

disminuye el número de transportes desde las centrales hasta el almacén

(Figura 4).

10x12 tubos

(PT máx = 2400 kW)

2 cápsulas/tubo (Pmáx = 10 kW/cápsula)

6 elementos/cápsula

Figura 3: Distribución en planta y esquema de almac enamiento. Diseño actual

5

6x7 tubos

(PT máx = 1680 kW)

2 cápsulas/tubo (Pmáx = 20 kW/cápsula)

32 elementos/cápsula

Figura 4: Distribución en planta y esquema de almac enamiento. Rediseño planteado

Se obtiene como contrapartida un aumento de potencia calorífica en los tubos

de almacenamiento, requiriéndose por tanto un estudio de la refrigeración de

los mismos con el fin de verificar el cumplimiento de las especificaciones

térmicas requeridas en el interior del almacén.

6

OBJETIVO DEL PROYECTO

Una de las principales cuestiones a abordar en el rediseño del ATC es la

evacuación del calor generado por el combustible irradiado en su proceso de

desintegración nuclear, siendo en todo momento necesario cumplir los

requisitos de seguridad contemplados por la legislación correspondiente.

Así, el objetivo principal del presente proyecto ha sido la realización de un

estudio fluido-dinámico que permita lograr en un estado estacionario la

optimización del proceso de refrigeración de las cápsulas de almacenamiento

de combustible nuclear gastado para la propuesta de ampliación del ATC.

7

METODOLOGÍA

Software de cálculo

Tras la generación de las correspondientes geometrías por medio de un

software de diseño asistido por ordenador, el análisis del problema se ha

llevado a cabo mediante técnicas de Dinámica de Fluidos Computacional

(CFD). El código escogido para el cálculo ha sido el software comercial

StarCCM+, propiedad de la empresa multinacional CD-adapco.

En aquellos casos en que por haberse generado un modelo excesivamente

complejo no ha sido posible emplear un ordenador personal, la simulación se

ha realizado con la ayuda de un cluster de cálculo de los Servicios Generales

de Investigación (SGIker) creados por la Universidad del País Vasco. La

máquina (Cluster DL585 Server), con 40 microprocesadores Opteron y sistema

operativo Red Hat Linux AS 4 (update 4), presenta las siguientes

características técnicas (Tabla 1):

Cantidad Tipo Proc. Cores Velocidad RAM (GB) Disco (GB)

1 Servidor 2 4 1.8 GHz 4 -

4 Nodo 4 8 2.4 GHz 16 72

1 Nodo 4 8 2.4 GHz 32 72

Tabla 1: Cluster Arina. Características técnicas

Geometría

El módulo de almacenamiento (Figuras 5 y 6) considerado para el estudio

consiste en una bóveda de hormigón en cuyo interior existen 42 tubos –

dispuestos en 6 filas por 7 columnas – destinados a albergar las cápsulas de

residuos nucleares.

8

Figura 5: Módulo de almacenamiento. Vista general

Figura 6: Módulo de almacenamiento. Vistas inferior y posterior

9

A continuación (Figuras 7 y 8) se presentan las dimensiones principales del

módulo:

Figura 7: Dimensiones de módulo de almacenamiento. Vista interior

Figura 8: Dimensiones del módulo de almacenamiento. Vista en planta

10

Previamente a su introducción en los tubos del módulo, el combustible nuclear

gastado es almacenado en cápsulas de residuos cilíndricas de acero inoxidable

convenientemente selladas en una atmósfera de gas inerte.

La figura 9 muestra en detalle una de estas cápsulas:

Figura 9: Cápsula de residuos

Una vez selladas, las cápsulas son introducidas en los tubos del módulo de

almacenamiento, permitiéndose hasta un máximo de 2 cápsulas por tubo

(Figura 10):

11

Figura 10: Almacenamiento de las cápsulas de residu os en los tubos del módulo

Principio de refrigeración

El módulo de almacenamiento es refrigerado gracias al principio de convección

natural (Figura 11): el aire exterior se introduce en la bóveda a través de un

conducto vertical para tras calentarse abandonarla por medio de una chimenea

de extracción.

12

Entrada de aire frío

Salida de aire

caliente

Entrada de aire frío

Salida de aire

caliente

Entrada de aire frío

Salida de aire

caliente

Figura 11: Refrigeración del módulo de almacenamien to

El calor de los tubos es transferido al aire gracias a la presencia de unas

camisas que rodean a los mismos, de modo que el fluido circula entre tubo y

camisa llevándose el calor generado por los residuos. Un suelo intermedio en

el módulo es el encargado de forzar el paso del fluido a través del huelgo entre

tubo y camisa (Figura 12):

Cápsulas

Suelo intermedio

Cápsulas

Suelo intermedio

Figura 12: Suelo intermedio

13

Descripción del análisis de sensibilidad

Teniendo en cuenta el diseño por medio de camisas anteriormente detallado, la

metodología seguida en este trabajo para el análisis de la refrigeración de las

cápsulas de combustible nuclear gastado ha consistido en la realización de un

análisis de sensibilidad del diámetro de dichas camisas.

Así, conservando el resto de dimensiones y parámetros invariables y tras la

puesta a punto del modelo se han estudiado 7 modificaciones del huelgo, a

saber: 20 mm, 30 mm, 40 mm, 50 mm, 60 mm, 70 mm y 80 mm.

Es importante señalar que únicamente se ha tenido en cuenta la

fenomenología a partir de los tubos de almacenamiento; es decir, que no han

sido considerados los procesos termodinámicos en el interior de los mismos.

Modelización del problema

Modelización de camisas y suelo intermedio

Teniendo en cuenta la reducida dimensión de la pared de la camisa (4 mm), de

una altura igual a 9285 mm, esta ha sido modelizada como una lámina tubular

sin espesor concéntrica al tubo de almacenamiento, cuyo diámetro exterior ha

permanecido en todos los casos constante e igual a 1840 mm. Teniendo en

cuenta estas dimensiones se obtiene una separación entre ejes de tubos igual

a 2,6 m y 3,23 m en dirección transversal y longitudinal al flujo,

respectivamente.

La figura 13 muestra gráficamente esta modelización en la que puede

observarse asimismo la posición relativa del suelo intermedio, cuyo espesor ha

sido igualmente desestimado.

14

Camisa (Øint variable)

Suelo intermedio

Tubo de almacenamiento (Øext = 1840 mm)

Figura 13: Modelización de camisa y suelo intermedi o

Modelo de mallado

En vistas a obtener una reproducción fiel de los fenómenos involucrados, el

mallado de la geometría (región fluida) se ha realizado mediante el uso de 3

tipos de modelos bien diferenciados, dependiendo de la zona considerada:

camisas, capa límite o “región fluida”. Para ello se ha realizado una partición de

la geometría (Figura 14), resultando los siguientes cuerpos:

- Cuerpo 1: Región fluida desde la entrada al módulo hasta el suelo

intermedio

- Cuerpo 2: Región fluida a través de las camisas de refrigeración

- Cuerpo 3: Región fluida desde el suelo intermedio hasta la salida del

módulo

15

Cuerpo 2

Cuerpo 1

Cuerpo 3

Figura 14: Partición del modelo

Camisas

Dadas las características geométricas y reducidas dimensiones de estas

regiones del fluido, y con el fin de obtener un grado de detalle aceptable del

proceso de convección natural aquí dado, para el mallado de las camisas se ha

optado por un modelo de capas prismáticas basado en celdas poligonales.

Para la generación de dicho mallado se ha considerado una curvatura de 36

puntos por círculo y un tamaño base igual a 0,3 m. Dado que con un número

menor de elementos los resultados no fueron lo suficientemente precisos,

finalmente se introdujeron por camisa un total de 8 capas prismáticas. La figura

16

15 muestra una vista en planta y un corte transversal de este modelo de

mallado:

Figura 15: Modelo de mallado en camisas ( Cuerpo 2 )

A continuación (Figura 16) puede observarse un detalle del mallado en un corte

longitudinal según la dirección de las camisas:

Figura 16: Modelo de mallado en camisas. Corte long itudinal

17

Paredes del recinto

La formación de las capas límites térmica y/o dinámica es un fenómeno que

interesa capturar adecuadamente en un proceso de transferencia de calor por

convección. Para ello se han generado en las paredes del modelo una zona de

30 mm de espesor compuesta por 4 capas prismáticas ortogonales de un

tamaño base igual a 0,3 m por elemento. En la siguiente imagen (Figura 17)

puede observarse en detalle este tipo de mallado en contacto con las paredes

del recinto:

Figura 17: Modelo de mallado en contorno sólido

Región fluida

Para el estudio del resto de la región fluida se ha optado por un mallado

basado en celdas poliédricas (Figuras 18 y 19). Como alternativa a los

tetraedros, el uso de este tipo de geometría optimiza el flujo de información

entre celdas por su mayor número de caras, de una media de 14 caras por

elemento. Para una misma geometría de partida este tipo de mallado da lugar

además a aproximadamente un número 5 veces menor de elementos que la

correspondiente malla tetraédrica.

18

Figura 18: Ejemplo de mallado poliédrico. Fuente: StarCCM+ Online Help

Figura 19: Detalle en corte de la malla poliédrica (Cuerpos 1 y 3 )

Por otro lado, tanto la región de entrada como de salida de las camisas ha sido

refinada con el fin de obtener una adecuada transición y por tanto transporte de

información entre modelos de mallado diferentes. Para ello se ha refinado el

mallado superficial en el modelo poliédrico, de modo que mediante una

reducción del tamaño base de los elementos en un 80% la malla de volumen

crece de un modo suavizado en la zona, obteniéndose un número de celdas

comparable al de la región adyacente (Figura 20):

19

Figura 20: Conexión entre modelos de mallado

Teniendo en cuenta la simetría del problema se ha simulado la mitad del

modelo según su dirección longitudinal, tal y como se muestra en la siguiente

imagen (Figura 21):

Figura 21: Modelo simétrico

20

Con todo, la malla así generada ha dado lugar en cada caso a un modelo

formado por aproximadamente 2 millones de elementos.

Interfases

Con el fin de conectar las diferentes regiones del modelo es preciso generar las

correspondientes interfases.

Interfases fluido – fluido

Para la conexión de dos modelos diferentes de mallado en un mismo fluido es

necesario crear un tipo de interfase interna que permita tanto la transferencia

de energía como de masa entre dichas regiones.

Este tipo de interfases ha sido empleado tanto en la entrada como en la salida

de las camisas para la conexión del modelo de mallado prismático con el

modelo de malla poliédrica.

Interfases fluido – camisa y fluido – suelo interme dio

Resulta necesario asimismo conectar las regiones fluidas con las regiones

sólidas (camisas y suelo intermedio) en el interior de recinto.

Este tipo de interfase se ha reproducido como una lámina de espesor

infinitesimal, impermeable y de material conductor. Así, el fluido adyacente a la

interfase trata a la misma como una pared en la cual al considerar la viscosidad

del fluido es aplicada la condición de no deslizamiento y la componente de la

velocidad normal a la lámina es nula.

Este tipo de interfase permite por tanto la transferencia de energía pero no de

masa entre regiones. En este sentido, se ha impuesto un valor nulo de la

resistencia térmica.

21

Modelo físico

El modelo físico escogido, común para la totalidad de las simulaciones,

responde a una modelización tridimensional estacionaria en régimen

permanente. Los cálculos se han realizado de un modo segregado o no

acoplado, resultando así un menor coste computacional: se resuelven en

primer lugar las ecuaciones del flujo (una para cada componente de velocidad y

una para la variable presión) de una manera desacoplada; posteriormente

estos valores son relacionados con el resto de ecuaciones mediante una

aproximación predictiva-correctiva.

A continuación se describen en mayor detalle diferentes aspectos considerados

en la modelización.

Propiedades del aire

Para la modelización del aire exterior se ha considerado una temperatura

estática igual a 42 ºC con una humedad relativa del 60%, la cual da lugar a un

coeficiente de absorción de la radiación térmica de 0,1 m-1.

El fluido ha sido modelizado como un gas ideal compresible en el que la

viscosidad dinámica, conductividad térmica y calor específico son variables con

la temperatura según las siguientes leyes:

- Viscosidad dinámica:

n

00 T

T

µ

µ

= , donde:

T0 : Temperatura de referencia (T0 = 273,15 K)

µ0 : Viscosidad de referencia (µ0 = 1,716 x 10-5 Pa·s)

n : Exponente de la ley potencial (n = 0,666)

- Conductividad térmica:

22

n

00 T

T

k

k

= , donde:

T0 : Temperatura de referencia (T0 = 273,15 K)

k0 : Conduct. de referencia (k0 = 0,02614 W/m·K)

n : Exponente de la ley potencial (n = 0,81)

- Calor específico: El calor específico se ha definido según la siguiente

ley polinomial de cuarto grado, válida en un intervalo de temperaturas

de 100 K a 1000 K.

( ) 4-133-82-4 ·T108´0228699x ·T01´500574x1 ·T101´0270822x ·T0´32687268 909´52824 TC −−−+=

Condiciones de contorno

Tanto en el suelo intermedio como en los tubos y camisas se han impuesto

condiciones de pared. Las diferentes paredes de hormigón del recinto se han

modelizado igualmente empleando la condición de pared adiabática.

Aquellas regiones dentro del plano de simetría se han modelizado con la

condición de contorno “Symmetry Plane” (Figura 22).

Figura 22: Condición de contorno "simetría"

23

Para la simulación se ha considerado un aire exterior en reposo, con lo que en

las rejillas de entrada al módulo (Figura 23) se ha impuesto un estado de

remanso (Stagnation Inlet) como condición de contorno, especificándose como

presión total la presión atmosférica (patm = 101325 Pa).

Figura 23: Condición de contorno "Stagnation Inlet"

Siguiendo las recomendaciones del código, en combinación con el estado de

remanso impuesto a la entrada, a la salida del módulo (Figura 24) se ha

definido el valor de presión atmosférica, patm = 101325 Pa, como condición de

contorno (condición Pressure Outlet).

Figura 24: Condición de contorno "Pressure Outlet"

24

Modelización de la turbulencia

La turbulencia ha sido modelizada aplicando el método RANS (Reynolds-

Reynolds Average Navier-Stokes), en el cual el término de velocidad de las

ecuaciones de Navier-Stokes es sustituido por una velocidad instantánea suma

de la velocidad media en el tiempo y la componente de velocidad fluctuante

debida a la turbulencia.

Teniendo en cuenta las recomendaciones proporcionadas por el software para

problemas de convección natural se ha optado por un modelo de turbulencia k-

ε (kappa-épsilon) para bajos números de Reynolds. Dicho modelo, de idénticos

coeficientes al modelo k- ε estándar, incluye además funciones adicionales que

permiten estudiar los fenómenos viscosos en regiones cercanas a las paredes.

Por otro lado, tanto a la entrada como a la salida del módulo de

almacenamiento el perfil de la turbulencia ha sido especificado a través de los

siguientes valores por defecto de la “intensidad turbulenta” (definida como la

relación entre la desviación estándar de la velocidad instantánea y la velocidad

media) y la “relación de viscosidades” (turbulenta a laminar):

I = 0,01

µturb/µlam = 10

Finalmente, se ha tomado un valor constante del número adimensional de

Prandtl turbulento igual 0,9.

Modelización de la radiación

El efecto de la radiación ha sido tenido en cuenta seleccionando un modelo de

medio participante basado en la radiación del cuerpo gris. Se ha simulado por

tanto una radiación difusa independiente de la longitud de onda.

La tabla 2 muestra los valores de emisividad considerados en cada uno de los

materiales:

25

Región Material Emisividad

Tubos de almacenamiento Acero inoxidable 0,4

Camisas y suelo intermedio Acero inoxidable 0,2

Paredes del recinto Hormigón 0,9

Tabla 2: Valores de emisividad

Siendo conocidos los valores de emisividad, la reflectividad es en cada caso

automáticamente calculada por el propio código teniendo en cuenta que, para

el cuerpo gris, la absortividad es coincidente con la emisividad.

Por último, no se ha considerado en ningún caso la dispersión de la radiación,

siendo por tanto nulo para el medio el correspondiente coeficiente de scattering

o dispersión.

Determinación del flujo térmico

Para la definición de las condiciones térmicas en el interior de los tubos se ha

tenido en cuenta un flujo de calor en dirección radial y actuando en una longitud

igual a la de las camisas (Figura 25), considerando que el flujo térmico podría

darse en toda la pared del tubo, dado su carácter conductor,

independientemente de que esté enfrentada o no a una región emisora de

cápsula. Por su parte, las regiones superior e inferior (ver Figura 10) se han

considerado no emisoras (adiabáticas):

Zona emisora

Zonas no emisoras

Figura 25: Zona emisora de flujo térmico en tubo de almacenamiento

26

Atendiendo a la más desfavorable de las situaciones, se ha considerado que

los 42 tubos de almacenamiento se encuentran al 100% de su capacidad, de

modo que existen en cada uno de ellos 2 cápsulas con una potencia térmica de

20 kW/cápsula.

En la figura 26 se señalan las cotas necesarias para el cálculo del flujo térmico

correspondiente:

h =

9,2

85 m

Ø = 1,840 m

Figura 26: Dimensiones de la zona térmica

El flujo de calor resultante es entonces:

2.

W/m745,26 ,840·9,2851π·kW 40 ·hπ·

Pot. Q === φ

Análisis de resultados - Limitaciones térmicas

La principal limitación considerada en el tratamiento de los resultados

obtenidos ha sido el valor máximo de temperatura permisible en las paredes de

hormigón interiores del módulo de almacenamiento, a saber, 90 ºC tanto en

condiciones normales como anormales de operación.

27

RESULTADOS Y DISCUSIÓN

En primer lugar realiza a continuación una comparación de los resultados

obtenidos en el análisis de sensibilidad para los distintos huelgos analizados.

Análisis comparativo

En el siguiente gráfico (Figura 27) se ha representado en función del huelgo de

la camisa de refrigeración el caudal másico medio a través de la misma,

obteniéndose una variación polinomial desde un valor mínimo de 0,389 kg/s

para el huelgo de 20 mm hasta un valor máximo de 0,801 kg/s para 80 mm de

huelgo:

Caudal másico a través de la camisa

0,300

0,400

0,500

0,600

0,700

0,800

0,900

10 20 30 40 50 60 70 80 90

Huelgo camisa (mm)

kg/s

Figura 27: Caudal másico medio a través de la camis a

En la figura 28 se ha graficado, junto al porcentaje de cambio de velocidad

media, la variación de los valores medios de presión y temperatura del fluido a

través de las camisas:

28

Camisas

0

20

40

60

80

100

120

10 20 30 40 50 60 70 80 90

Huelgo camisa (mm)

ºC, P

a, % Salto Térmico

Caída de Presión

Aumento velocidad

Figura 28: Cambio de temperatura, presión y velocid ad a través de las camisas

En la gráfica anterior puede observarse cómo el aumento de velocidad del aire

al disminuir el huelgo da lugar a una mayor caída de presión a través de las

camisas, observándose asimismo un incremento del salto térmico entre la

entrada y la salida. La figura 29 muestra este efecto sobre los valores máximos

de temperatura en cada uno de los elementos de interés: tubos de

almacenamiento, camisas de refrigeración y pared de hormigón:

Bóveda

80

100

120

140

160

180

200

10 20 30 40 50 60 70 80 90

Huelgo camisa (mm)

T m

áx (

ºC)

Tubos

Camisas

Pared

Figura 29: Temperaturas máximas en los elementos de l módulo de almacenamiento

29

En este caso se aprecia cómo la refrigeración empeora al disminuir el huelgo

de la camisa por debajo de aproximadamente 35 mm. Así, frente al efecto

beneficioso de aumento de velocidad a través de las camisas graficado en la

Figura 28, a partir de este punto resulta preponderante la disminución de

caudal másico, causante del aumento de temperaturas observado.

Por otro lado, el incremento de temperatura de las camisas da lugar a un

aumento considerable de la temperatura en el hormigón debido a una mayor

transferencia de calor por radiación.

En cuanto a la tendencia de las curvas ante un incremento en el huelgo de las

camisas, se observa una saturación de la capacidad de refrigeración a partir de

aproximadamente 70 mm.

Distribución de temperaturas

A continuación se presenta de un modo gráfico la distribución de temperaturas

en cada una de las regiones de interés. Dado que se trata de una distribución

reproducida en cada uno de los casos analizados, se muestran únicamente los

resultados para uno de ellos, a saber, huelgo de 40 mm de espesor.

En la siguiente imagen (Figura 30) puede observarse la distribución del campo

térmico en los tubos de almacenamiento:

30

Figura 30: Distribución de temperaturas en los tubo s de almacenamiento

La gráfica que sigue (Figura 31) muestra, en conjunción con la figura anterior,

cómo la máxima temperatura se localiza en la parte superior de la zona de

emisión térmica, observándose asimismo cómo la temperatura crece al hacerlo

la cota z:

Región: absorbedor de impacto

Región: zona

emisora

Región: zona sup. no

emisora

y x z

Figura 31: Distribución vertical de temperaturas en los tubos de almacenamiento

31

En cuanto a la distribución térmica en planta, por debajo de la zona emisora

(zona del absorbedor de impacto) se observa un aumento de temperatura de

tubos a medida que avanza la coordenada y (longitudinal, en sentido del flujo).

No existe en cambio una variación en dirección transversal. La figura 32

muestra estas variaciones a una cota z de 1 m.

xx

yy

Figura 32: Distribución de temperaturas en tubos, e n planta. Cota z = 1 m

Las regiones de los tubos afectadas por la zona de emisión térmica no

presentan en cambio una variación acusada en ninguna de las direcciones x e

y. En la figura 33 puede verse esta información para una cota z igual a 8 m.

Esto indicaría que en lo que concierne al análisis térmico de las camisas, la

posición relativa en planta de cada tubo no es relevante.

32

xx

yy

Figura 33: Distribución de temperaturas en tubos, e n planta. Cota z = 8 m

Finalmente, la variación longitudinal en las regiones superiores (no emisoras)

muestra un aumento de temperatura hasta llegar a la zona media (cuarta fila),

desde donde comienza a caer debido a la cercanía de la chimenea de salida.

Igualmente no se aprecia una variación según la dirección transversal al flujo.

En la figura 34 se aprecia esta tendencia a una cota z de 13 m.

33

xx

yy

Figura 34: Distribución de temperaturas en tubos, e n planta. Cota z = 13 m

En la siguiente imagen (Figura 35) puede verse el campo térmico en las

camisas de refrigeración:

Figura 35: Distribución de temperaturas en las cami sas de refrigeración

34

La Figura 36 muestra la distribución vertical de temperaturas en camisas,

observándose un crecimiento monótono de la temperatura con el aumento de

la cota z.

Región: sobre el suelo

intermedio

Región: bajo el suelo

intermedio

y x z

Figura 36: Distribución vertical de temperaturas en las camisas de refrigeración

A continuación se muestra (Figura 37), para una cota z igual a 8 m, la variación

de la temperatura de camisas en planta. Como puede apreciarse, nuevamente

no existe una variación transversal (coordenada x). En cuanto a la tendencia

longitudinal (coordenada y) se observa un aumento de temperatura que

desaparece a partir de la cuarta fila gracias a la presencia del conducto de

salida.

35

xx

yy

Figura 37: Distribución de temperaturas en camisas, en planta. Cota z = 8 m

A continuación (Figura 38) se presenta la distribución térmica en las paredes de

hormigón. Dado que en el techo del módulo se dispone de una capa de

material aislante, dicha zona no ha sido incluida en la imagen con el fin de

observar adecuadamente el valor máximo de temperatura.

Figura 38: Distribución de temperaturas en paredes de hormigón

36

Tal y como puede apreciarse, se genera una distribución de temperaturas

estratificada en la cual el máximo valor se da en la paredes laterales según el

sentido del flujo, debido a una menor capacidad refrigerante por la lejanía de la

chimenea de salida y de acuerdo con la distribución de temperaturas en

camisas (Figura 36).

Otra apreciación importante (Figura 39), es la existencia en la pared más

limitante de un salto térmico considerable debido a la presencia del suelo

intermedio:

Región: bajo el suelo

intermedio

Región: sobre el suelo

intermedio

Figura 39: Distribución vertical de temperaturas en pared de hormigón

Distribución de velocidades

La siguiente imagen (Figura 40) muestra el campo de velocidades a través de

las camisas de refrigeración debida a la convección:

37

Figura 40: Campo de velocidades a través de las cam isas

En la figura 41 puede observarse la evolución del perfil de velocidades a través

de las camisas hasta alcanzar un perfil de tipo logarítmico, característico del

régimen turbulento completamente desarrollado:

Entrada Zona media Salida

Figura 41: Desarrollo del perfil de velocidades a t ravés de las camisas de refrigeración

A continuación (Figura 42) se presenta, en el plano de simetría del conjunto, la

distribución del campo de velocidades resultante:

38

Figura 42: Distribución de velocidades en el plano de simetría

Como puede apreciarse (Figura 43), el valor máximo de velocidad se da en el

codo de la chimenea de salida donde debido a la caída de presión el fluido

sufre una rápida aceleración:

Figura 43: Detalle de la aceleración del fluido en el codo de la chimenea de salida

39

Por otro lado, se ha observado en la rejilla de la chimenea de salida un

fenómeno de retroflujo del aire exterior, el cual explica los valores de

temperaturas allí obtenidos (Figura 44). Así, con el fin de obtener un valor

realista, para el cálculo de la temperatura de salida únicamente ha sido tenida

en cuenta la última de las rejillas:

Figura 44: Fenómeno de retroflujo a la salida

40

CONCLUSIONES

A continuación se citan las conclusiones más relevantes extraídas tras la

realización de este proyecto:

- Es importante en primer lugar poner de manifiesto las condiciones

adversas para las cuales se ha desarrollado el trabajo: además de una

temperatura del aire exterior elevada (42 ºC) se ha considerado un

módulo de almacenamiento al 100% de su capacidad, resultando una

potencia térmica muy superior a la prevista en condiciones normales de

operación.

- Del mismo modo, los máximos de temperatura aportados en tubos,

camisas y hormigón se corresponden con valores localizados no

promediados.

- La tendencia (aumento/disminución) de la distribución de temperaturas

en las diferentes regiones de interés se reproduce independientemente

del huelgo de camisa de refrigeración considerado, aunque con

diferencias en los valores de temperaturas máximas.

- Tanto en tubos como en camisas los valores de temperatura máximos

se alcanzan en la parte superior de la zona de emisión térmica,

coincidente con la sección de salida de las camisas. En cuanto al

hormigón, la región más crítica se encuentra en las paredes

longitudinales según la dirección del flujo.

- La presencia del suelo intermedio en la bóveda da lugar a un salto

térmico importante en el campo térmico de las paredes de hormigón.

- Del estudio de sensibilidad realizado, se desprende que el huelgo de la

camisa de refrigeración resulta determinante en la refrigeración del

módulo. En este sentido, debido a un incremento de la velocidad se

41

observa una mayor refrigeración de los tubos de almacenamiento a

medida que dicho huelgo disminuye.

- Se da como contrapartida que al reducir el huelgo de las camisas por

debajo de cierto valor se produce una disminución de la capacidad de

refrigeración del fluido con el consiguiente aumento de temperaturas

máximas debido a un incremento de la pérdida de carga. Así, se ha

observado que este fenómeno comienza para un huelgo de

aproximadamente 35 mm.

- Teniendo en cuenta esta última consideración y añadiendo además el

requerimiento térmico en las paredes de hormigón interiores del módulo

puede concluirse que un huelgo de 50 mm representa el diseño óptimo

de las camisas de refrigeración.

42

LÍNEAS FUTURAS

Finalmente se proponen las siguientes líneas de actuación en adelante:

- En los cálculos realizados se ha considerado en todo momento una

situación en condiciones normales de funcionamiento. Resulta por tanto

de interés realizar un estudio tanto para una situación de obstrucción

parcial de la entrada de aire como para una situación de accidente en el

interior del módulo (obstrucción total del flujo de aire).

- Diversas modificaciones geométricas pueden influir en los valores

máximos de temperatura alcanzados. Así, se plantea el estudio de un

aumento de la separación de los tubos de almacenamiento y/o un

rediseño del suelo intermedio.

- Con la misma finalidad se propone la posibilidad de variación de los

diferentes valores de emisividad térmica.

43

REFERENCIAS

[1] www.enresa.es

[2] Generic Design of a Spent Fuel and M/HLW Interim Storage Installation

(ATC) Thermal Calculations in Spent Fuel Storage Vault, ENRESA Technical

Note, NT 12840 00 0008 C, 2003

[3] STAR-CCM+ 4.04.011 Online Help

[4] Incropera, Frank P., Fundamentos de transferencia de calor, 4a. ed.,

Prentice Hall, México, 1999

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Promotion of Human Resources within the National Plan of Scientific Research,

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computational resources.