Resumen

Vivimos en un mundo en constante cambio y desarrollo, especialmente desde el punto de vista energético. La construcción del primer Reactor Termonuclear Experimental Internacional (ITER) en Francia, los últimos accidentes nucleares (Fukushima Daiichi, Japón), el fin de expiración de licencia de operación de las centrales nucleares españolas en los próximos años, los elevados sobrecostes de la construc-ción de centrales nucleares como la de Flamanville en Francia (300% sobrecoste), o la declaración de bancarrota de Westinghouse por la pérdida de 6.4 miles de millones de dólares en la construcción de dos centrales nucleares en EEUU hace unos meses, así como la decisión de no construir más instalaciones de este tipo en Alemania, Suiza o Suecia, entre otros, hacen mirar hacia nuevos modelos energéticos, al mismo tiempo que pone sobre la mesa qué hacer con los residuos nucleares generados por éstas y su desmantelamiento en la búsqueda de sistemas alternativos. El presente artículo tiene como finalidad introducirnos en la gestión de los residuos nucleares de alta radiactividad, desde la construc-ción de almacenamiento temporal y su problemática, hasta analizar la influencia de la propagación térmica transitoria en los parámetros de diseño y de seguridad del contenedor de residuos nucleares mediante el empleo de una sección típica de almacenamiento subterráneo definitivo en rocas graníticas, como el que actualmente se está construyendo en Onkalo (Finlandia), por tratarse de uno de los iconos más referentes en dicha gestión.

1 INTRODUCCIÓN

En relación con el último episodio recogido por la prensa americana con la declaración de bancarrota de la ingeniería, cuya tecnología abarca más de la mitad de las centrales nucleares de todo el mundo, Westin-ghouse Electric (EEUU), con la pérdida de 6.4 miles de millones de dólares en la construcción de dos centrales en los estados de Georgia y de Carolina del Sur, expone a los ojos del público un obstáculo serio que afecta a la más reciente tecnología nuclear: el riesgo de construcción y licenciamiento de las futuras centrales en coste y plazo.

En Europa, según informan los medios del sector, dos de las cuatro plantas actualmente en construcción están equipadas con tecnología EPR (Tercera Generación Avanzada, Gen. III+), pero sufren irritantes desajustes en relación con los planes previstos: Flamanville, en Francia (seis años de retraso y un coste final por encima del 300% del inicialmente aprobado) y Olkiluoto-3, en Finlandia (entre 8 y 10 años de retraso previsto y una desviación de 5.000 millones de euros sobre el precio ofertado de 3.000 millones).

Figura 1. Construcción de la Central Nuclear de Vogtle (Georgia, EEUU). (Fuente: ENR Southeast, 2017)

Los hechos anteriores junto con la declaración de Alemania, Suiza o Suecia, entre otros, de no construir más este tipo de centrales, llevarían a pensar que, al menos en Europa, el papel de la energía nuclear en el futuro de la producción industrial de electricidad se encuentra en cuestionamiento, no solo por los habituales problemas de rechazo del sector antinuclear de la opinión pública, exacerbados por el último y grave accidente de Fukushima Daiichi, sino por algo aún más básico como es la viabilidad técnico-económica de esta clase de instalaciones.

Todo lo comentado anteriormente se derivó tras la gran crisis que golpeó el mundo económico y social, la caída del banco Lehman Brothers en 2008 y el grave accidente de marzo de 2011 en la costa oriental de Japón. Ello supuso que, del aumento de la capacidad nuclear en un 80% que vaticinó la IEEE (Asociación Profesional de los Ingenieros Eléctricos) para el año 2030, se haya pasado a un más que poco probable escenario de construcción de nuevas centrales nucleares en Europa. Además, hay que tener en cuenta la construcción del primer prototipo de Reactor Termonuclear Experimental Internacional (ITER) que está teniendo lugar en Francia.

El caso de España es bien distinto. No se conoce ningún proyecto futuro sobre construcción de nuevas centrales nucleares. Sin embargo, las plantas que operan desde hace aproximadamente tres décadas en territorio español afrontarán en breve la expiración de su licencia de operación, otorgada por un plazo de cuarenta años tras la autorización inicial. En los próximos años, España deberá decidir sobre el futuro de siete centrales en total, con una potencia instalada de casi 7.400 MWe y una producción que representa actualmente algo más del 20% de la demanda nacional.

La relación de las centrales nucleares en funcionamiento en España, con sus fechas de inicio y fin de operación comercial según la autorización vigente, se recoge en la tabla 1.

Central Nuclear Potencia (MWe) Fecha de inicio de Operación Fecha de expiración de su licencia operativa
Almaraz I 1049,4 1981 2021
Almaraz II 1044,5 1983 2023
Ascó I 1032,5 1984 2024
Cofrentes 1092,0 1985 2025
Ascó II 1027,2 1986 2026
Vandellós II 1087,1 1988 2028
Trillo 1066,0 1988 2028
Total 7396,7

Tabla1.

Tabla 1. Relación de centrales nucleares y sus fechas. Fuente: Foro de la Industria Nuclear.

Así pues, resulta evidente que el tema es complejo y sea cual sea la decisión política-económica en los próximos años, existe a su vez la problemática de cómo gestionar los residuos generados por dichas centrales nucleares en los años siguientes.

En relación a la gestión de los residuos nucleares, cabe destacar que el residuo generado es gestionado a través de un paso intermedio previo al definitivo en el almacenamiento geológico profundo (AGP), conocido con las siglas de ATC (Almacenamiento Temporal Centralizado). Sin embargo, existe una problemática en el diseño de este tipo de instalaciones prototipo ATC para el almacenamiento del residuo de alta actividad radiológica proveniente de las centrales nucleares. Ello radica en la necesidad de materializar un edificio robusto y seguro frente a solicitaciones tales como tornados, impactos de avión o seísmos con una o varias ZPA (aceleración de pico) mayores de 0.4g (sismo virtual), así como de unas acciones térmicas que generan dichos residuos en sí, al estar estas instalaciones clasificadas como Categoría I nuclear según la NRC (Nuclear Regulatory Commission), que dificultan una transición entre un diseño sin juntas de dilatación y robusto para evitar las fugas de radionucleidos y de seguridad humana frente a situaciones accidentales.

A modo ilustrativo, se realizó un estudio de un edificio temporal prototipo como el de la figura 2, considerando el incremento de temperatura debido al cambio climático, una potencia de 1750 W (115 °C) del combustible gastado en el momento de la recepción y posterior almacenamiento, así como el sismo de parada segura (El Centro, ZPA de 0.35g) empleado para el diseño de las centrales nucleares españolas, por tratarse del estado tensional más desfavorable.

Figura 2. Almacenamiento temporal del combustible gastado de Olkiluoto (Finlandia)

En la figura 3, se muestra alguno de los resultados obtenidos para un hormigón de 50 MPa fisurado (según recomendaciones de la normativa americana ACI 349) en la combinación de accidente (sismo y temperatura) donde se muestra en color gris la zona plastificada, es decir, aquella cuya relación entre la tensión y la tensión admisible es mayor de 1.

Figura 3. Ratio de tensión admisible del prototipo fisurado. (Rmax=1.82)

Como puede observarse, no sólo supone un reto técnico y de seguridad, sino que además este edificio prototipo temporal no es viable para residuos radiactivos de alta actividad debido, entre otros factores, a que el diseño de estas instalaciones para una vida útil de 60 años no es más que una solución parcial y no definitiva, puesto que si atendemos al marco temporal referido a los desechos radiactivos, se observa que estos tienen una larga vida que supera con creces a la de la estructura. Todo ello, sumado al cambio climático, donde muchas series históricas temporales de temperatura ya no son válidas y se necesita de un criterio de seguridad mayor, nos llevan a la necesidad de mirar hacia otras alternativas, como los almacenamientos geológicos profundos o AGP que están siendo estudiados y construidos en países de nuestro entorno con gran repercusión en el mundo nuclear y que, seguidamente, se abordan y analizan.

Almacenamiento geológico profundo de residuos nucleares. Onkalo. La solución finlandesa en formaciones graníticas

En el caso de Finlandia, los residuos de baja, media y alta actividad son depositados en instalaciones subterráneas, siendo la empresa Posiva la que se encarga de todo el planeamiento, investigación y desarrollo necesario; además, es ésta la que construirá y operará la instalación para el encapsulamiento del combustible gastado que se está llevando a cabo en Onkalo, con fecha prevista de operación 2020.

El emplazamiento escogido se trata de rocas graníticas de muy buena calidad y baja permeabilidad (inferior a 10 –13 m/s), estando compuesta de cinco tipos de rocas:

a) gneis migmatíticos VGN (43%) y DGN (21%),

b) gneis homogéneos, con bandas, o no-migmatítico TGG (8%) y MGN (7%) y c) granitos pegmatíticos PGR (20%). Para su determinación, fue requerida de una previa campaña geotécnica para la detección de fallas (figura 4), además de la utilización del “CEIC” (Coordinación de Ingeniería de Diseño, Investigaciones y Construcción) para reconocer las condiciones más probables, favorables y desfavorables de antemano, preestableciendo así alternativas de diseño basadas en estas condiciones. Esta gran cantidad de información es lo que se conoce como Big Data aplicada a modelos BIM (figura 5), de tal manera que el proyecto en sí se trata de un documento vivo.

Figura 4. Representación de las dos principales planos de falla de Onkalo (Falla superior: OL-BFZ 019C y falla inferior: OL-BFZ020A). (Fuente: Mönkköne y otros, 2012)

Figura 5. Representación de la estimación del GSI y de las zonas de falla. (Fuente: Mönkkönen y otros, 2012)

Figura 6. Túnel de acceso, pozos de ventilación y de personal así como de un laboratorio. (Fuente: Saanio y otros, 2013)

Esta construcción conlleva tres fases iniciales: galería principal, laboratorios de investigación del comportamiento del residuo en la roca e instalaciones técnicas, tal y como se observa en la figura 6, donde serán almacenados 2.800 recipientes de residuos nucleares.

Los túneles de deposición serán excavados mediante voladura controlada en uno o ambos lados del par de túneles centrales en el mismo sentido a la máxima tensión principal y con una longitud inferior a 350 m por imposición constructiva y de seguridad (figura 7).

Figura 7. Túneles centrales y depósitos. (Fuente: Siren y otros, 2011)

Una vez ejecutados estos túneles centrales, los recipientes de eliminación se depositan en los orificios perforados, cuyo diámetro es de 1,75 m y su profundidad es de 7,83 m para los bidones OL1-2; 8,28 m para los bidones OL3 y 6,63 m para los bidones LO1-2 (figura 8).

Figura 8. Sección transversal LO 1-2, OL1-2, OL 3. Cotas en mm. (Fuente: Pintado y otros, 2013)

Las superficies de estas galerías son mapeadas y, además, en los túneles de deposición se realizan diferentes mediciones para descubrir las posibles secciones adecuadas del túnel para los sitios de orificios de deposición, así como su espaciado. Sin embargo, en el diseño original se supone que la distancia mínima entre los depósitos es de 9,0 m para los bidones OL1-2; de 7,5 m para los bidones LO1-2 y de 10,5 m para los bidones OL3; y la distancia entre los túneles de deposición es de 25 m. En cualquier caso, más adelante se analizará cómo influyen las características mecánicas al variar dichas distancias.

Figura 9. Partes del repositorio SKB y contenedores empleados (Fuente: Pintado y otros, 2013)

Tras esta fase, se procede a la colocación de la vasija nuclear y posterior recubrimiento con el anillo de bentonita MX-80 hasta completar su sellado (figura 9). Este proceso, será monitorizado en el laboratorio in situ para determinar el comportamiento de la roca y de la garantía del sello, siguiendo el modelo SKB realizado anteriormente en las instalaciones de Äspö de Suecia por tener unas condiciones de contorno muy similar al de Onkalo, ya que la disposición geométrica, temperatura y diseño del contenedor nuclear es la misma, así como por tratarse también de formaciones graníticas de características similares.

A medida que dichos túneles se vayan ocupando por el residuos nucleares, serán rellenados y sellados en su inicio con un material compuesto de pellet de arcilla, hormigón y material de la propia excavación, así como por un tapón estructural cuya función principal consiste en retardar lo máximo posible el flujo de agua ascendente originado al realizar la obra. Este modelo sigue el esquema de diseño conocido con las siglas BPT (del inglés, Backfill and Plug Test), tal y como se puede ver en la figura 10.

Sin embargo, es importante señalar que el AGP en condiciones no saturadas presenta una serie de problemas que se detallan a continuación:

  1. Efecto spalling o desconchamiento de la roca circundante debido al incremento de volumen de la bentonita. Este efecto es provocado por el aumento de la tensión debida a la evolución térmica del residuos nucleares a lo largo de cientos de años.
  2. Deterioro de las propiedades mecánicas de la bentonita MX-80 a temperaturas superiores a 100 °C. Por ese motivo, según el tipo de contenedor (LO1-2, OL1-2, OL3) se fijaba un espaciamiento mínimo, así como una distancia entre los túneles de deposición de 25 m. Sin embargo, se analizará la sensibilidad al variar la distancia entre contenedores, considerando una distancia mínima mayor de 6 m. Es importante destacar las aportaciones en esta materia realizadas por CIEMAT con la bentonita española FEBEX en condiciones análogas a la de repositorio nuclear (Fuente: Martín y otros, 2006).

Figura 10. Diseño del ensayo BPT (Fuente: Dixon y otros, 2009)

  1. Efecto cracking o cierre de la sección del túnel, especialmente bajo profundidades entre 300-700 m, lo cual delimita las condiciones de seguridad durante el proceso de excavación y de explotación del almacenamiento.
  2. Movimiento a lo largo de posibles fracturas producidas por movimientos sísmicos o fallas activas. La ductilidad del depósito de combustible gastado juega un papel fundamental para soportar la deformación cortante, tal y como se puede apreciar en la figura 11, aunque bien es cierto que las fracturas se evitan una vez se hayan detallado las ubicaciones mediante sondeos.

Figura 11. Fallo por cortante del contenedor. (Fuente: Swedish Nuclear Fuel and Waste Management Company (SKB). (2013)

  1. Presencia de agua en las zonas fracturadas de la roca. La característica más importante la constituye la presencia de zonas de fracturas portadoras de agua y la geometría de éstas, ya que pueden suponer caminos para el rápido transporte de las aguas subterráneas entre el repositorio y el entorno humano. Por este motivo, no se deberán emplazar residuos próximos a tales zonas fracturadas, habiéndose introducido la restricción de que existan al menos 100 metros de roca intacta entre las cápsulas y cualquier zona de fracturas relevante. Además, el agua subterránea en la roca madre de Olkiluoto es salina a profundidades comprendidas entre los 400-500 m, por lo que se utiliza acero a prueba de ácido y corrosión.
  2. Corrosión amorfa de la cápsula de cobre, cuyas causas principales son debidas, por un lado, a la aparición de flujo salino de agua y de gases disueltos que influyen en los procesos en el campo próximo y en la migración de radionucleidos en la geosfera; y por otro, a la actividad bacteriológica en ambiente anaeróbico debida a la reducción de sulfatos y oxidación del metano en condiciones de aguas anóxicas –aguas subterráneas en las que el oxígeno disuelto está agotado que generan el aumento de volumen por la corrosión.

Todo ello sirve de base para realizar un análisis del riesgo de almacenar los residuos nucleares en Onkalo, procurando no exceder el riesgo anual calculado dado como una escala logarítmica para individuos expuestos en las inmediaciones del repositorio y para los dos tipos de modos de fallo que podrían ocurrir más probablemente y con un mayor riesgo para la salud del ser humano.

Un riesgo anual de 10 -6 significa que la probabilidad de contraer cáncer o de padecer efectos hereditarios de la exposición a la radiación correspondiente es de uno en un millón por año si está continuamente expuesto a esta dosis.

Los pequeños riesgos entre 1.000 y 10.000 años se deben a fallos de los bidones inducidos por el terremoto –cargas de corte, mostradas en azul–. Para este escenario, se espera que el anillo de bentonita dañado se erosione 10.000 años después del fallo, lo que conduce a un aumento en el riesgo de exposición a partir de ese momento. Las mayores tasas de flujo de agua subterránea y las mayores concentraciones de sulfuros relevantes en Onkalo producen los primeros fallos de corrosión –mostrados en rojo– a los 50.000 años (figura 12).

Figura 12. Evolución de los riesgos probabilísticos a lo largo de los años. (Fuente: Compañía Sueca de Gestión de Residuos Nucleares (SKB), 2013)

2. MÉTODOS EXPERIMENTALES

Se ha realizado un exhaustivo análisis de un caso real del almacenamiento geológico de Onkalo, empleando para ello el método de elementos finitos. Así pues, se han analizado los siguientes dos puntos críticos:

  1. Un análisis térmico para examinar la influencia de la potencia térmica del combustible gastado en la geometría del modelo, con el fin de cumplir con las exigencias del diseño y de seguridad a lo largo del tiempo.
  2. Un análisis tensional de la sección frente al efecto del spalling, que se puede originar al ejecutar dichas galerías a gran profundidad (450-700 m) considerando la temperatura del combustible gastado a lo largo del tiempo, así como la posible incidencia de realizar la excavación en una zona débil de la formación granítica.

El cálculo térmico transitorio de esta estructura se va a hacer con apoyo del programa de cálculo de elementos finitos ANSYS y su lenguaje de programación APDL.

Dada la complejidad del problema, en determinados análisis se ha reducido el cálculo a un modelo de tensión plana en dos dimensiones, a fin de analizar la temperatura en función de la geometría y del medio, así como de la anisotropía existente.

En lo que respecta a la construcción del modelo de elementos finitos, se han empleado diferentes elementos de los disponibles en el código de ANSYS, dependiendo del elemento estructural que se tratase. A continuación, se describen las principales características de los tipos de elementos finitos adoptados en el análisis:

Plane77

Se trata de un elemento de 8 nodos por elemento, con un único grado de libertad, la temperatura. Estos elementos tienen funciones de forma térmicos compatibles y permiten incluir condiciones de contorno curvas, además de análisis térmicos planos (2D), estado estacionario o transitorio, como es nuestro caso (figura 13):

Figura 13. Elemento plano (Plane77). (Fuente: ANSYS Mechanical User´s Guide (2017)

Plane182

Es adecuado para analizar estructuras sólidas en dos dimensiones. Se considera tensión plana. Cada elemento es definido por 4 nodos con 2 grados de libertad cada uno, desplazamientos en X y en Y (figura 14).

Figura 14. Elemento plano (Plane182). (Fuente: ANSYS Mechanical User´s Guide (2017)

Condiciones de contorno

Una vez definidas las propiedades mecánicas del modelo, así como el tipo de análisis que se emplea, se comentan las condiciones de contorno contempladas en el cálculo.

  1. Simetría (S): Como se observa en la figura 26, una estrategia que resulta eficaz en estos modelos estructurales para ahorrar tiempo de computación consiste en establecer bordes de geometría simétrica, es decir, simular un mismo comportamiento o matriz estructural en el lado opuesto.
  2. Temperatura ambiental (amarillo): Para el análisis de la temperatura, y dado que intervienen conceptos como la difusividad y conductividad, es importante fijar en el modelo la temperatura ambiente, que entre otros aspectos afecta al modo en que se propaga la temperatura del repositorio a lo largo del tiempo, lo cual tiene un especial interés en las propiedades mecánicas del modelo en sí. Para ello, en el modelo con elementos finitos se tuvo en cuen-ta la distribución lineal obtenida como resultado de la correlación de los resultados hallados en varios nichos de investigación realizados a lo largo del repositorio (figura 15). Como resultado a estas dos primeras condiciones de contorno, se obtiene la siguiente figura 16.
  3. Tensiones in situ : Previo a la excavación y colocación del recipiente, es importante fijar el nivel tensional in situ . Las descripciones geológicas y las tensiones in situ de las zonas se pueden encontrar en Aaltonen y otros (2010).
  4. Hay que tener en cuenta la potencia de cada contenedor tras un periodo de 30-40 años de enfriamiento (Hökmark, 2010). En este caso, el combustible es del tipo PWR.

Figura 15. Evolución térmica según la profundidad (Fuente: Sedighi y otros, 2014)

Figura 16. Condiciones de contorno del modelo plano (2D), simetría (S) y temperatura ambiental (amarillo)

Figura 17. Potencia normalizada para un residuo nuclear de 30 a 40 años del tipo BWR y PWR con 38 MWd/kgU and 60 MWd/kgU, respectivamente (Fuente: Håkansson, 2000)

Análisis de la influencia térmica del modelo

El cálculo de la temperatura de la pared de roca en la al-tura media del recipiente es un problema complejo. Para el caso idealizado de una roca homogénea con un valor varia-ble de conductividad térmica –y de capacidad calorífica–, se puede utilizar una solución analítica para determinar la temperatura de la pared de la roca en función de la separación entre el recipiente y el túnel (Hökmark y Fälth, 2003). En el caso real de que dicha roca sea heterogénea, es necesario tener en cuenta la variabilidad espacial de la conductividad térmica y la capacidad calorífica. Por esta razón, se ha desarrollado un método numérico que considera directamente la variabilidad espacial y la anisotropía en la geología. Sin embargo, la anisotropía dentro del tipo de roca (foliación, alineación) no se tiene en cuenta y, en consecuencia, se debe manejar como una incertidumbre.

Por otro lado, las propiedades térmicas de la roca dependen de la temperatura. El cambio relativo en las propiedades causado por cambios de temperatura de 10 °C (condición inicial a -450m) a 100 °C puede ser del orden de 10-20%. En el análisis se tuvo en cuenta esta dependencia de la temperatura. Para ello, se supone que la conductividad térmica λ y la capacidad calorífica volumétrica C, del que depende la difusividad, tienen una dependencia lineal de la temperatura del tipo:

λ = λ 0 (1+∝λ( T - T 0 )

C = C 0 (1+∝C( T - T 0 )

Los valores iniciales o propiedades de ésta son λ y C a la temperatura referencia T 0 . Los coeficientes lineales ∝λ ∝C y se dan para cada tipo de roca. Estas variaciones ya fueron estudiadas en los años 60 con las aportaciones de Clark (1966) y Dmitriev y otros (1972) (figura 18).

Figura 18. Evolución de la conductividad térmica (izquierda) para algunos tipos de rocas: a y h granitos; b dunitas; c calizas; d y g diabasa; e y f gabro (Fuente: Dmitriev y otros, 1972) y Evolución de la difusividad térmica para algunos tipos de rocas: a gabro; b diabasa; c granito; d granito-gneiss (Fuente: Clark, 1966)

Respecto a la anisotropía de la roca, si existe una anisotropía sistemática tal que la conductividad nominal de la roca sea λ con diferentes valores de λ x , λ y , λ z tales que λ 3 =λ x *λ y *λ z , la temperatura de pico del anillo de bentonita resultante puede ser mayor –o menor- que en el caso isotrópico con λx=λy=λz. Esto significa que se debe aplicar un margen de seguridad para tener en cuenta la anisotropía, el cual depende de las direcciones principales del tensor de conductividad, es decir, si están alineadas con geometría de deposición. El peor caso consistiría en que los planos de foliación atravesarán a lo largo del túnel y se hundieran 90º, ya que esto podría afectar más en el transporte horizontal del calor lejos de los túneles, lo que es particularmente importante durante los primeros 10-20 años después de la deposición. En este caso, y para mediar la sensibilidad en los resultados, se tiene en cuenta en el análisis esta anisotropía para valores que oscilan entre 15% y 50%, tal y como se resumen en la tabla 2. Además se considera, mediante una geometría variable parametrizada, la opción de cambiar las condiciones de contorno del modelo para evaluar dicha diferencia y calibrar así el modelo.

Tabla 2. Conductividad térmica en condiciones isótropas y anisótropas para la formacion VGN

3. RESULTADOS

A continuación, se comentará cada uno de los resultados obtenidos en el modelo de cálculo. Por ello, se analizará la influencia que tiene el fenómeno de la anisotropía térmica, el impacto de las dimensiones geométricas y espaciamiento entre cápsulas para cuantificar la funcionalidad e integridad del anillo bentonítico (MX-80), así como la temperatura de la pared de la roca, para terminar con la comprobación del efecto spalling del mismo.

Variación térmica debido a la anisotropía en la pared del muro granítico del repositorio

Además de verificar la anisotropía de la solución analítica, las figuras 19 y 20 muestran que la anisotropía asumida comentada (15%-50%) no influye en el campo de temperatura generado de una cápsula individual a grandes rasgos. En estas figuras se puede apreciar cómo aumenta la temperatura debido al efecto de la anisotropía en la conductividad y difusividad cuando ésta es incrementada.

Figura 19. Propagación de la temperatura (ºC) para una roca granítica VGN suponiendo borde libre a 6 m y 500 m de profundidad. De izquierda a derecha, isótropo, 15% anisotropía y 50% anisotropía.

Figura 20. Variación de la temperatura (ºC) debido a la anisotropía de la pared de la roca granítica en la zona de contacto con el anillo de bentonita.

La diferencia de temperatura no excede tres grados en ninguno de los puntos examinados a lo largo de los 1000 años.

Evolución térmica según la separación entre contenedores

Como se ha comentado con anterioridad, a fin de mantener la propiedades mecánicas del anillo bentonítico MX80 empleado en el repositorio de Onkalo, es necesario que no se sobrepase la temperatura crítica de los 100 °C a lo largo de su vida útil. Por ende, es de vital importancia saber a qué distancia pueden estar separados los contenedores del combustible gastado, con el objetivo de optimizar el coste de ejecución y asegurar su integridad.

Por otro lado, resulta interesante considerar la variación térmica entre el anillo de bentonita y la roca granítica. La bentonita MX-80 juega un importante papel en la mitigación del flujo térmico del repositorio y, por consiguiente, de la transmisión de tensiones que más tarde se analizarán en el spalling. Como puede apreciarse en la figura 22, la pendiente de disipación es más acentuada.

Figura 21. Variación de temperatura (ºC) entre los muros de roca granitica para cada distancia (m) de separación entre contenedores a media altura (según plano de corte: Path T1)

Figura 22. Variación térmica (ºC) entre contenedores separados 19 m para una formación granítica VGN a 500 m de profundidad

Puede observarse que, a medida que aumenta la separación, la temperatura que tiene el anillo de bentonita disminuye, es decir, la temperatura en la cara de la pared granítica es inferior, pasando de 83 °C a 75 °C para una distancia de 5 a 19 m.

Tambien cabe destacar que, a mayor porcentaje de cuarzo, mayores temperaturas alcanza la roca. De la misma manera, pero en el sentido opuesto, ocurre con la pegmatita (figura 23).

Figura 23. Evolución térmica (ºC) según la composición mineralógica

De manera más visual, la diferencia de temperatura entre la roca granítica y el anillo de bentonita se resume en la figura 24 para una separación de 6 m, como en Äspo.

Figura 24. Evolución térmica (ºC) en la pared de la roca granítica, anillo bentonítico y variación entre ambas

Análisis del spalling de una sección KBS

El análisis de la interacción térmica, aunado a la excavación a gran profundidad, ya fue estudiado por la AECL’s –Agencia Atómica Canadiense– en 1996 (Martin y Read, 1996) (figura 25). Igualmente, en el laboratorio de Äspö (Hard Rock Laboratoty) se realizó la misma evaluación y ambas fueron la antesala de la empleada en el experimento de Onkalo (POSE).

Figura 25. Daño/spalling sobre el túnel experimental analizado por la AECL´s (fuente Koittola, 2014)

Este fenómeno se produce cuando el esfuerzo tangencial expresado con tensiones principales alcanza la resistencia a la rotura de la matriz rocosa. La tensión tangencial y, por tanto, el spalling, dependen en gran medida de la dirección del túnel y de la dirección de la tensión principal. Si el túnel es paralelo a esa dirección, es mucho más improbable que se produzca un desprendimiento o spalling en comparación con un túnel perpendicular a la dirección de la tensión principal. En esta línea, ya se comentó cómo las galerías de deposición del combustible gastado habían sido diseñadas en paralelo y en la misma dirección a la dirección principal de tensión.

Hipótesis de partida

De acuerdo con el cálculo realizado en Onkalo, la fuerza que produce riesgo de spalling usada es igual al 57% de la UCS (Siren y otros, 2011). El percentil utilizado es similar a los valores reportados en muchos estudios internacionales sobre el tema en rocas similares (Martin y otros, 2009). Para dicho análisis, se emplearon los resultados obtenidos en diferentes ensayos, tal y como se muestra en la tabla 3.

Tipo de formación granítica UCS o resitencia a compresión uniaxial (MPa) Resistencia a la tracción indirecta (σ sm ) (MPa) Resistencia a Spalling (σ sm ) (MPa)
VGN 111 13 63,27
DGN 95 12 54,15
PGR 100 8,9 57
MGN 99 12,8 56,43
TGG 102 16 58,14

Tabla3.

Tabla 3. Rango de tensión uniaxial, resistencia a tracción indirecta y resistencia a spalling de las formaciones graníticas típicas.

Debe tenerse en cuenta que, con estas consideraciones, el spalling se produce antes del punto de plastificación de la masa rocosa (σ ci ). Además, el medio utilizado es isótropo, ya que la masa rocosa se considera que no tiene ningún fallo notable o superficies de deslizamiento. La foliación de la roca no se tiene en cuenta en esta simulación.

El análisis con elementos finitos plano (2D), se hizo considerando las indicaciones de Martin y Christiansson (2009), los resultados se comparan con los límites de falla de spalling conocidos con la ecuación constitutiva de la tensión diferencial:

σ 1 +σ 3 > σ sm

Donde σ 1 es la tensión principal mayor o radial concentrada alrededor de la excavación, σ3 la menor tensión principal o tangencial y σ sm la tensión de resistencia a spalling.

Así pues, es importante definir una correcta simetría para tener en cuenta las distancias a otros recipientes de combustible gastado, cuya influencia térmica y variación tensional influyen en el modelo, tal y como se puede apreciar en la figura 26.

Figura 26. Condiciones de contorno y geometría del modelo de cálculo con elementos finitos

En el análisis realizado en el proceso de recreación del estado tensional in situ de la roca y excavación, se distinguieron dos modelos de comportamiento de la roca: uno suponiendo que la zona se está ejecutando en un terreno de muy buena calidad (RMR>90) isótropo; y por otro lado, se emplea el modelo plástico de Mohr Coulomb para comparar los resultados obtenidos.

El factor de seguridad frente al fenómeno de spalling se puede determinar como:

Como regla general, esta longitud se puede obtener empíricamente mediante la siguiente expresión:

Siendo:

- σ ØØ : Tensión circunferencial.

- σ sm : 57 % de la tensión UCS.

- a: radio de dicha sección

En el caso de encontrar esta excavación en un terreno DGN a 500 m de profundidad, como se ha analizado, la longitud obtenida sería:

S d (DGN) = 9 cm

Como se puede apreciar en la figura 28, el FSS tiende a igualarse en los cinco tipos diferentes de formaciones graníticas en condiciones isótropas, mostrando la buena calidad de la obra subterránea. De manera general, considerando las propiedades resistentes medias de las rocas ensayadas y a partir de los datos mostrados a lo largo del estudio, esta gráfica presenta el factor de seguridad a spalling de las formaciones graníticas más habituales de Onkalo.

Figura 27. Deformación de la sección y area afectada por el spalling a 500m de profundidad (DGN).

Figura 28. Factor de seguridad (FSS)

Por otro lado, es importante destacar que el hecho de emplear el criterio de rotura de Mohr Coulomb proporciona un factor de seguridad mayor, debido a que las tensiones principales (σ 1 y σ 3 ) alcanzan el estado tensional de Rankine a tracción o el del plano de rotura definido por Mohr Coulomb, provocando deformaciones plásticas en cada una de las direcciones principales en que haya sucedido (figura 29), de tal manera que la sección plastificada se equilibra a nivel tensional en el contorno del túnel.

Figura 29. Factor de seguridad (FSS)

Este análisis permite estimar de manera aproximada el riesgo de spalling en función de la profundidad del repositorio para este emplazamiento, como se puede ver en la figura 30, que muestra el factor de seguridad a spalling (FSS) para profundidades de 500 a 650 m de profundidad, lo cual explica la razón principal para que la profundidad máxima de almacenamiento del combustible gastado esté definida entre profundidades de 450 a 500 m y en roca de muy buena calidad geotécnica.

Figura 30. Rango del factor de seguridad a Spalling (FSS) según la profundidad (m)

Desde el punto de vista tensional, según la formación granítica empleada en el cálculo, por criterios de seguridad, la profundidad máxima escogida en dichos túneles fue de 500 m.

Finalmente, se resumen los resultados del análisis transitorio térmico comprendido entre el momento de la instalación del anillo de bentonita con un comportamiento de Cam clay y del contenedor elastoplástico hasta los 1000 años a partir de los dos planos (I y II) claramente definidos en la figura 31.

Figura 31. Representación de los planos de corte I y II

Plano I Deformación total en el eje Y total (εy):

En el gráfico anterior puede observarse que, a diferencia de la deformación que ocurre en el anillo bentonítico –el cual tiende a comprimirse experimentando un desplazamiento casi nulo en la parte central, debido a la mayor rigidez de la roca granítica y a la expansión térmica de la vasija nuclear–, sin embargo, el efecto del empuje hidroestático a dicha profundidad en el caso más desfavorable, junto con la tensión in situ del terreno, hace que poco a poco esa deformación se vaya atenuando y provoque a muy largo plazo que el contenedor colapse y cierre.

Figura 32. Variación temporal de la deformación εy

Plano II

Todo ello, hace que analizada una sección de peor calidad y a 500 m de profundidad, la roca tendería a fisurarse en todo el perímetro próximo al contenedor nuclear (figura 33), siendo especialmente agudo en los primeros años de deposición donde el contenedor tiene mayor potencia.

Figura 33. Evolución temporal del Fss a Spalling a 500 m.

Por otra parte, la profundidad constituye otro aspecto crítico en el momento de la excavación. En función de los análisis realizados considerando una ley de comportamiento más desfavorable –como la lineal– y profundidades mayores que las del proyecto original (>500 m), se pudo apreciar cómo existe riesgo a spalling, siendo especialmente agudo en todo el perímetro de roca circundante al contenedor cuando éste entra en juego en el modelo de cálculo a lo largo del tiempo, donde podría producirse unas fisuras en el contorno de la roca de ancho aproximado de unos 15-20 cm al final de los 1000 años de registro de potencia del contenedor. Por tanto, aunque existe un riesgo en el deterioro de las propiedades del repositorio a muy largo plazo, además de producirse caminos o flujos hidráulicos hacia el exterior, hay que tener en cuenta que el contenedor de cobre no se vería afectado. En cualquier caso, sería necesario llevar a cabo otro análisis con más detalle para analizar los puntos críticos como las soldaduras (análisis 3D).

Sin embargo, este fenómeno ocurriría en un momento donde la actividad de los residuos nucleares ha disminuido considerablemente y, por consiguiente, cumpliría la función de proteger al ser humano y su entorno en el hipotético caso más desfavorable analizado (figura 34).

Figura 34. Variación del factor de seguridad frente a spalling y ratio tensional del contenedor nuclear (FSS)

4. CONCLUSIONES

Los gobiernos de los países más desarrollados –especialmente de Europa y EEUU– llevan tiempo buscando una solución a los residuos nucleares generados durante su explotación, afrontando el desafío de su desmantelamiento mediante instalaciones temporales o definitivas (AGP).

Independientemente de si las políticas de gestión del residuo de estos países impliquen o no la construcción de un almacenamiento temporal, este tipo de instalaciones presentan la singularidad de almacenar un residuo nuclear con una muy alta potencia térmica sin juntas de dilatación para evitar la fuga de radionucleidos al exterior. Asimismo, las propias exigencias en lo relativo al cálculo en sí de estos edificios en las normativas nucleares –especialmente las americanas–, y más destacadamente a partir del último desastre de Fukushima, ponen en evidencia la complejidad de aunar un diseño robusto, contra impactos de avión, vehículos o sismos de parada segura –suponiendo de que la Categoría Sísmica sea I, ya que almacena residuos radiactivos de alta actividad– con las propias acciones térmicas que son generadas constantemente por el residuo almacenado en ellos. Todo esto supone no solamente un reto desde el punto de vista ingenieril, ya ampliamente desarrollado, sino que también pone en evidencia la necesidad de buscar otros actores en el proceso u otras medidas a adoptar.

Entre las distintas alternativas para la construcción de un almacenamiento geológico profundo, la más viable a día de hoy, y a falta de más pruebas en formaciones arcillosas que se están llevando en Francia o en formaciones salinas en Alemania, es el almacenamiento de residuos nucleares en formaciones graníticas. Sin embargo, el emplazamiento analizado de Onkalo no hubiera sido posible si no se hubiera hecho una extensa campaña de conocimiento del terreno, así como de los ensayos realizados en Äspö, entre otros, en condiciones similares. Esto pone en evidencia la necesidad de un emplazamiento homogéneo, sin fracturas locales y fallas, de muy buena calidad y de muy baja permeabilidad. Sin embargo, debido a la heterogeneidad que presenta siempre la geología, este tipo de proyectos deben entenderse como un proyecto vivo, capaz de crear vías de conexión entre la investigación y la propia construcción llevada a cabo.

Para analizar la influencia transitoria térmica llevada a cabo mediante el empleo del programa de elementos finitos ANSYS APDL, en primer lugar, fue necesario calibrar el modelo de cálculo. Para ello, es de destacar que analizada la influencia de la aplicación de las condiciones de contorno según se adaptaba a diferentes geometrías, así como teniendo en cuenta la anisotropía de la roca, la cual fue introducida como una matriz variable en función de la profundidad del almacenamiento, de la temperatura de la roca in situ y del tipo de composición mineralógica de ésta, se comprobó que no se producían variaciones de temperatura mayores de 3 °C.

A partir de este punto, se analizó el papel que el anillo de bentonita juega en la mitigación del flujo térmico del repositorio y, por consiguiente, de la transmisión de tensiones. Éstas producen una mayor pendiente de disipación térmica transmitida por el contenedor que garantiza, entre otras cosas, que haya una pérdida rápida de energía y que sea gradual con la roca granítica de contacto.

Se ha podido observar también que, a medida que aumenta la separación, la temperatura que tiene el anillo de bentonita disminuye, es decir, la temperatura en la cara de la pared granítica es inferior, pasando de 83 °C a 75 °C para una distancia de 5 a 19 m. Además, el diseño empleado salvaguarda que la bentonita no llegue a alcanzar nunca unas temperaturas críticas mayores de 100 °C y, en consecuencia, pueda garantizar la función de evitar tanto la posible entrada de agua como la salida de radionucleidos por las fisuras o microfisuras originadas en la formación granítica, optimizando así el coste de ejecución y asegurando su integridad.

Asimismo, se destaca que a mayor porcentaje de cuarzo, mayores temperaturas alcanza la roca, como es el caso del Gneis. Este aumento, aunque no muy significativo, ocurre en la pegmatita granítica, con una variación entre ambos de 2 °C.

Respecto al fenómeno de spalling, cabe mencionar que ocurre en el rango elástico de la roca, ya que el criterio de rotura de Mohr Coulomb proporciona un factor de seguridad mayor, debido a que las tensiones principales (σ1 y σ3) alcanzan el estado tensional de Rankine a tracción o el del plano de rotura definido por Mohr Coulomb, provocando deformaciones plásticas en cada una de las direcciones principales en que haya sucedido, de tal modo que la sección plastificada se equilibra a nivel tensional en el contorno del túnel.

Además, en los análisis realizados se han obtenido resultados similares en el tamaño y forma geométrica de los fenómenos de spalling de los nichos de investigación de Onkalo, apareciendo en este caso en la formación de gneis migmatíticos unas fisuras sobre la superficie de uno 9 cm aproximadamente.

Por tal motivo, se ha llegado a la conclusión de que las galerías principales deben ser excavadas en el mismo sentido de la tensión principal mayor y que los nichos para el almacenamiento del combustible gastado deben estar comprendidos, como máximo, entre profundidades de 450 a 500 m en zonas no fracturadas y a más 100 metros de fallas, ya que el factor más crítico es la presencia del agua. Esto se debe a que la ejecución de un túnel no solamente produce un cambio a nivel tensional, sino también en el flujo del agua subterránea.

Una vez resuelta la excavación del nicho y depositado el contenedor con su anillo bentonítico, se pudo apreciar cómo éste tiende a comprimirse a lo largo de los años, experimentando un desplazamiento casi nulo en la parte central debido a la mayor rigidez de la roca granítica y a la expansión térmica de la vasija nuclear. De la misma manera que en la fase inicial se comprobó el fenómeno de spalling, es ahora con la interacción del análisis térmico transitorio cuando se agudiza, pudiendo llegar a producirse unas fisuras en el contorno de la roca de ancho aproximado de unos 15 cm al final de los 1000 años de registro de potencia del contenedor. Por tanto, aunque existe un riesgo en el deterioro de las propiedades del repositorio a muy largo plazo, además de producirse caminos o flujos hidráulicos hacia el exterior, hay que tener en cuenta que el contenedor de cobre no se vería afectado a nivel tensional para un comportamiento elastoplástico, no superando en 0,5 el criterio de plastificación de Von Mises. En cualquier caso, haría falta otro análisis más detallado para analizar los puntos críticos como son las soldaduras (análisis 3D) o zonas de geometría en esquina, ya que suponen los puntos singulares al deteriorarse más rápido.

Finalmente, una vez enfriado el contenedor al cabo de los miles de años y debido al efecto del empuje hidrostático a dicha profundidad en el caso más desfavorable, junto con la tensión in situ del terreno, se observa a muy largo plazo que el contenedor colapse y cierre, entrando en juego las barreras diseñadas ya comentadas que se realizaron hasta sellar por completo la obra en su última fase de proyecto.

En este sentido, hay que tener en cuenta que las investigaciones realizadas en Suecia (laboratorios de Äspö) demuestran que los radionucleidos son contenidos en un período del orden de 105 años. La liberación de muchos radionucleidos puede, sin embargo, estar más restringida por su baja solubilidad. Incluso después de que los radionucleidos se liberan de la matriz de vidrio principal, la salida a la geosfera está muy limitada por la resistencia al transporte del relleno de bentonita, debido a su conductividad hidráulica extremadamente baja. El transporte a través de la bentonita saturada ocurrirá predominantemente por difusión, de modo que el tiempo a través del relleno supera al de su periodo de semidesintegración y, por tanto, su aparición al exterior es despreciable.

Finalmente, cabe destacar que dada la gran complejidad que engendra esta temática al intervenir en ella multitud de variables, el autor del presente artículo plantea la necesidad de continuar investigando en esta área tan interesante, puesto que reúne casi todas las ramas de la Ingeniería, como pueden ser:

  • La variación de las pérdidas de las propiedades mecánicas en ambientes anóxicos.
  • La influencia temporal del flujo térmico hidráulico y de los radionucleidos en condiciones anisotrópicas.
  • Diseño de hormigones que resistan grandes esfuerzos de temperaturas durante un largo periodo de tiempo.
  • Diseño de un sello bentonítico empleando otro tipo de arcillas distintas a la MX-80.

Finalmente, cabe destacar que el presente trabajo pretende suponer la base sobre la cual puedan asentarse futuros proyectos de investigación a corto y medio plazo, tratando de fomentar así la colaboración, tan necesaria hoy en día, entre otros centros de investigación, las empresas y la Universidad. En definitiva, este artículo nos alienta a subir al carro puntero de la investigación globalizada, tomando en consideración el hecho de que no se trata únicamente de copiar lo que ya funciona, sino que además hay que continuar indagando, investigando y, por qué no, simplemente seguir dando rienda suelta a nuestra imaginación.

5. AGRADECIMIENTOS

Quisiera dar las gracias a todo el equipo que compone AETOS por hacer de cada una de las clases del Máster (nombre completo) un lugar ameno, de experiencia y sabiduría. Especialmente, me gustaría recordar a D. Carlos Oteo, para quien sólo tengo palabras de agradecimiento, tanto en lo profesional como en el sentido personal. Siempre le recordaré por su sinceridad, su infinita energía, su actitud y su buen hacer. Sin duda alguna, el ejemplo a seguir por los Ingenieros de Caminos. Asimismo, quisiera dar las gracias de manera simbólica a D. Pablo de la Fuente, por aquellas reuniones de verano en su despacho, siempre preocupado por sus alumnos y por su segunda casa, la Universidad Politécnica de Madrid. Gracias por dedicarme el poco tiempo del que solía disponer y por compartir conmigo su experiencia; fue un verdadero placer haber sido alumno y compañero suyo. Hasta siempre.

6. REFERENCIAS BIBLIOGRÁFICAS

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7. ANEXOS

AECL’s: Agencia Atómica Canadiense.

AGP: Almacenamiento Geológico Profundo.

ATC: Almacenamiento Temporal Centralizado.

BPT: Backfill and Plug Test.

CEIC: Coordinación de Ingeniería de Diseño, Investigaciones y Construcción.

DGN: Gneis migmatítico.

FSS: Factor de Seguridad a Spalling.

GSI: Índice de resistencia geológica.

IEEE: Asociación Profesional de los Ingenieros Eléctricos.

ITER: Reactor Termonuclear Experimental Internacional.

MGN: Gneis no-migmatítico.

NRC: Nuclear Regulatory Commission.

PGR: Granito pegmatítico.

PWR: Vainas o tubos de combustible utilizados en los reactores de agua presurizada.

SKB: Laboratorio subterráneo para combustible gastado nuclear.

Tecnología EPR: Tercera Generación Avanzada, Gen. III+.

TGG: Gneis homogéneo, con bandas migmatíticas.

UCS: Resistencia a compresión simple.

ZPA: Aceleración de pico o máxima de un acelerograma.