ANÁLISE TERMO-HIDRÁULICA DO REATOR TRIGA IPR-R1. Marcelo Antônio Veloso* e Maria Auxiliadora Fortini**

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1 ANÁLISE TERMO-HIDRÁULICA DO REATOR TRIGA IPR-R Marcelo Antônio Veloso* e Maria Auxiliadora Fortini** * Centro de Desenvolvimento da Tecnologia Nuclear CDTN-CNEN Rua Prof. Mário Werneck s/n -97 Belo Horizonte, MG, Brasil **Universidade Federal de Minas Gerais Departamento de Engenharia Nuclear Av. Contorno 8 - Belo Horizonte, MG, Brasil RESUMO O código PANTERA-P, destinado à análise por subcanais de reatores de potência que operam em regime de convecção forçada, foi adaptado às condições de convecção natural e utilizado na avaliação termo-hidráulica do reator TRIGA IPR-R à potência de kw. A análise dos resultados indica que a operação estacionária do reator à nova potência não implicará riscos à instalação, aos operadores e à população em geral. Keywords: research reactors, triga reactors, thermal hydraulic analysis, subchannel analysis. I. INTRODUÇÃO O IPR-R é um reator TRIGA Mark I [] fabricado e instalado pela General Atomics no Instituto de Pesquisas Radioativas (IPR), atualmente denominado Centro de Desenvolvimento da Tecnologia Nuclear (CDTN). O programa digital PANTERA-P [] é uma versão do código COBRA IIIC, desenvolvida no CDTN, que se destina à simulação em condições estacionárias e transitórias de fenômenos hidráulicos e térmicos que ocorrem em feixes de varetas refrigeradas externamente por um fluido em escoamento axial. O código foi adaptado às condições do regime de convecção natural e utilizado na avaliação termo-hidráulica do reator IPR-R à potência de kw. O presente trabalho trata da avaliação e análise das temperaturas dos elementos combustíveis, além do fluxo de calor crítico. II. DESCRIÇÃO DO REATOR O núcleo do reator TRIGA IPR-R está posicionado no fundo de um tanque cilíndrico com diâmetro interno de,9 m e profundidade de,5 m. O espaço livre do tanque até a posição aproximada de 5 cm abaixo do nível do topo é ocupado por água leve desmineralizada que, além de servir como fluido refrigerante, atua como meio moderador e refletor de nêutrons e como blindagem biológica às radiações provenientes do núcleo. A altura da coluna de água é de aproximadamente, m. O núcleo do reator é envolvido por um refletor anular de grafita com diâmetro interno de cm, diâmetro externo de 9 cm e altura de 58 cm. A cavidade anular na face superior do refletor aloja a mesa giratória destinada a receber as cápsulas com amostras para irradiação. A estrutura do núcleo compreende uma placa inferior e uma placa superior, ambas confeccionadas em alumínio anodizado, que se destinam ao posicionamento dos vários elementos que compõem o núcleo, de modo a manter um adequado espaçamento entre eles. O núcleo do IPR-R encontra-se carregado com dois tipos de elementos combustíveis: () 59 elementos com revestimento de alumínio F e () elementos com revestimento de aço inoxidável AISI. A coluna ativa de cada tipo de elemento combustível é um cilindro sólido constituído de uma dispersão homogênea de urânio em uma matriz de hidreto de zircônio. No elemento com revestimento de alumínio, as percentagens em peso de urânio, zircônio e hidrogênio na mistura são, respectivamente, 8%, 9% e %, que eqüivale a uma razão atômica de U:Zr:H de,::. A mistura combustível no elemento com revestimento de aço inoxidável contém 8,5% em peso de urânio, 89,9% de zircônio e,% de hidrogênio, dando uma razão atômica de,::,. Os dois compostos são denotados, respetivamente, pelas fórmulas U-ZrH, e U-ZrH,. O enriquecimento em U 5 de ambos os tipos de combustíveis é de %. A refrigeração do reator ocorre predominantemente por convecção natural, com as forças de circulação governadas pela diferença de densidades da água no fundo e no topo do núcleo. A remoção do calor gerado no núcleo por fissões nucleares é efetuada mediante o bombeamento da água desmineralizada do tanque do reator através de um trocador de calor, onde o calor é transferido à água comum de um circuito secundário, o qual é resfriado pelo ar atmosférico numa torre externa de refrigeração. III. PROPRIEDADES DO HIDRETO DE URÂNIO E ZIRCÔNIO O combustível-moderador à base de hidreto de urânio e zircônio foi concebido para atender os requisitos de um núcleo intrinsecamente seguro. Ou seja, se todo o excesso de reatividade disponível fosse subitamente inserido no núcleo, o concomitante aumento da temperatura

2 do combustível causaria imediata redução na reatividade e o término da incursão de potência. Como não existe tempo de atraso no aquecimento do moderador, a energia média dos nêutrons térmicos segue prontamente a temperatura instantânea dos elementos combustíveis. O decréscimo na reatividade com o aumento da temperatura do combustível decorre da redução na seção de choque de fissão do U 5 com o aumento da energia dos nêutrons. Por outro lado, a presença de apreciável quantidade de U 8 no núcleo contribui para um pronto decréscimo na reatividade, como resultado de uma grande absorção parasítica de nêutrons causada pelo alargamento Doppler das seções de choque de ressonância do U 8. O limite básico de operação do reator Triga é estabelecido em termos da temperatura do combustível. Esse limite depende do tipo de combustível em consideração: () combustível de baixa hidretação, com razão atômica H:Zr menor que,5; e () combustível de alta hidretação, com razão H:Zr de,5 ou mais. Duas temperaturas são importantes quando se considera o limite operacional dos combustíveis com baixa hidretação. A primeira é a temperatura para a qual ocorre a transformação de fase na liga U-ZrH x, o que pode resultar numa variação significativa no volume do combustível. Essa temperatura é cerca de 5 o C. A outra temperatura de interesse é aquela que causa a de-hidrogenação do combustível e uma subseqüente sobrepressão interna e ruptura do revestimento. A temperatura limite para os combustíveis de alta hidretação é estabelecida somente pela sobrepressão decorrente da de-hidrogenação, pois esse tipo de combustível é monofásico e não está sujeito a variações de volume associadas à transformação de fase. Como limite básico de projeto contra tensões excessivas nos revestimentos dos elementos combustíveis dos tipos usados no reator Triga IPR-R, a General Atomic [] fixou a temperatura máxima do combustível em 9 o C para U-ZrH, com revestimento de alumínio e em o C para U-ZrH, com revestimento de aço inoxidável. Entretanto, o limite operacional no caso de um núcleo carregado com ambos os tipos de elementos combustíveis não é a temperatura que produz uma tensão maior que o limite de resistência do alumínio, mas a temperatura que causa a transformação de fase do U-ZrH,. Essa temperatura, valendo aproximadamente 5 o C, embora não seja um limite de segurança com respeito à manutenção da integridade do revestimento, estabelece uma margem operacional que preserva o combustível de grandes variações de volume. As propriedades físicas dos combustíveis U-ZrH, e U-ZrH,, necessárias à simulação termo-hidráulica do reator Triga IPR-R com o programa PANTERA-P, foram expressas em função da razão atômica hidrogênio-zircônio e da temperatura. As propriedades termofísicas incluem a densidade, a condutividade térmica, o calor específico e o coeficiente médio de expansão térmica linear. Como uma tentativa para se manter tão próximo quanto possível das análises realizadas para outros reatores Triga similares, os desenvolvimentos das relações foram fundamentados preferencialmente em fontes de dados provenientes da General Atomic. IV. FORMULAÇÃO DE SUBCANAIS A aproximação básica utilizada na formulação de subcanais é a divisão do feixe de varetas em canais de escoamento como ilustra a Fig.a. Os subcanais e varetas são numerados em seqüências arbitrárias; as conexões laterais entre os pares de subcanais adjacentes são numeradas na ordem crescente, fixando-se o subcanal i e variando-se o subcanal j, para j > i. A cada conexão k corresponde um par de subcanais adjacentes [i(k), j(k)]. Os subcanais são lateralmente abertos de modo que transferências de massa, energia e momento podem ocorrer entre subcanais adjacentes. 5 Vareta (a) Seção de um feixe de varetas Subcanal Conexão (m,ρ,h,p)j (i) (m,ρ,h,p)j- wj (j) (b) Volume de controle no subcanal Figura. Configuração de Subcanais. A divisão do feixe em um número finito de segmentos axiais define volumes de controle nos subcanais (Fig. b), aos quais são aplicadas as leis de conservação para a obtenção das equações que governam o escoamento do fluido. Os níveis axiais nas interfaces dos volumes de controle são numerados a partir da extremidade inferior do feixe: o nível j = corresponde a x = (entrada) e o nível j = N + refere-se a x = L (saída), sendo L o comprimento total do feixe e N o número de volumes de controle no subcanal. A distância axial de cada nível j é x j = (j ) x com x = L/N. As equações que regem o escoamento do fluido ao longo do feixe de varetas são obtidas mediante a aplicação das leis de conservação ao volume de controle compreendido entre os níveis axiais j- e j no subcanal i em conexão com o subcanal adjacente j. Fazendo uso de hipóteses simplificativas e de condições de contorno apropriadas, as equações de balanço da massa, energia, momento axial e momento transversal e uma equação de estado são escritas sob a forma de diferenças finitas e resolvidas numericamente para a obtenção das distribuições de quantidades do fluido, quais sejam: densidade (ρ), entalpia específica (h), pressão (p), vazão de massa axial (m) e vazão de massa transversal (w). x xj xj-

3 Para feixes de varetas refrigerados sob condição de circulação forçada, o sistema de equações formado pelas equação de conservação e pela equação de estado é usualmente resolvido em termos de valores prescritos para as distribuições de entalpia (ou temperatura) e de fluxo de massa dos subcanais à entrada do feixe, vazões transversais iguais a zero na entrada, e pressão do fluido uniforme à saída do feixe. A adequação do programa PANTERA-P à característica de convecção natural do reator Triga requer uma reformulação da condição de contorno para as vazões de entrada dos subcanais, uma vez que essas vazões, diferentemente do que ocorre em núcleos de reatores sob refrigeração forçada, são determinadas pelas condições do fluido ao longo do subcanal. O fluido entra no subcanal pelos orifícios da placa inferior, passa pela região inferior não-aquecida, percorre a região ativa removendo o calor gerado nas varetas combustíveis, passa pela região superior não aquecida e sai do subcanal através dos orifícios da placa superior. As forças de circulação provêm das diferenças de densidade entre as várias camadas do fluido ao longo do subcanal. Contra essas forças atuam as perdas por contração e expansão do fluido à entrada e à saída do subcanal, as perdas de energias cinética e potencial do fluido, e as perdas por atrito. O escoamento do fluido é governado pela equação N + ( pi ) j = ρ ( T )g(l + Lc) onde ( p i ) j é a queda de pressão total no nível axial j, ρ é a densidade média da água da piscina a uma temperatura média T, g é a aceleração da gravidade, L é a altura do núcleo, e L c é o comprimento de efeito chaminé. Para um dado subcanal i, supõe-se que a queda de pressão total menos a queda de pressão gravitacional total é proporcional ao quadrado da vazão de massa de entrada, ou seja, pi p g i = C(mi ). () Uma nova vazão de massa, m, à entrada do subcanal que resulta numa queda de pressão especificada, p esp, será dada por pesp pgi = C(m i ). () Eliminando a constante C, obtém-se / pesp p g (m ) (m ) i i = i. () p p i gi A queda de pressão p esp é justamente o segundo membro da Eq. (), ou seja, p () = ρ (T )g(l Lc). (5) esp + A queda de pressão total é a soma das quedas de pressão em todos os segmentos axiais do subcanal, N N pi = + ( pi) j = + [(pi) j (pi) j ]. () O termo gravitacional é dado por N+ pgi = ( ρg x) j + ( ρ N+ + ρ ) gl c. (7) As vizinhanças das placas inferior e superior de sustentação dos elementos combustíveis podem ser tratadas como grades posicionadas à entrada e à saída do núcleo. As quedas de pressão nessas regiões, causadas principalmente por expansão e contração das áreas de escoamento do fluido, são estimadas com as relações (v i) (m i) ( p si) = ( ςi) (Ai) (8) (v i ) N (m i ) ( p N si) N ( i) = ς N+, (A i ) N + (9) onde v é o volume específico efetivo para o transporte momento axial, A é a área de escoamento do subcanal; (ζ i ) e (ζ i ) N+ representam, respectivamente, os coeficientes de resistência hidráulica nas vizinhanças das placas inferior e superior. Partindo-se de estimativas iniciais, a Eq. () fornece um algoritmo para a determinação iterativa da distribuição de vazão de massa à entrada do núcleo. A implementação computacional da condição de contorno descrita por este algoritmo constitui a mais significativa modificação introduzida no programa PANTERA-P, tendo em vista a sua utilização na análise termo-hidráulica de reatores Triga. V. ANÁLISE TERMO-HIDRÁULICA Os cálculos termo-hidráulicos são realizados com o objetivo de demonstrar que o sistema funcionará dentro das margens de segurança estabelecidas pelo fabricante, assegurando a integridade dos elementos combustíveis e preservando os operadores e indivíduos externos de riscos radiológicos, tanto em operação estacionária quanto em condições anormais postuladas para a operação do reator. A integridade do elemento combustível é garantida pela limitação da potência do reator a valores que não conduzam a temperaturas elevadas no combustível e nem ao afastamento da condição de ebulição nucleada, isto é, ao início da ebulição de película. Este último critério é geralmente estabelecido em termos da razão limite de ebulição nucleada ou DNBR (departure from nucleate boiling ratio) que é definida como a razão entre o fluxo de calor crítico e fluxo de calor local. Mantendo-se o fluxo de calor local máximo do núcleo

4 abaixo do fluxo de calor crítico, assegura-se uma adequada transferência de calor entre a superfície do elemento combustível e a água de refrigeração. A solução das equações de conservação requer a especificação de relações constitutivas para as propriedades termodinâmicas e de transporte do fluido e de correlações empíricas para os vários parâmetros do escoamento, tais como fração de vazio, coeficientes de transferência de calor, título de vapor, quedas de pressão, mistura turbulenta, etc. 5 7 F- 85 F- 8 F F- 8 8 F F- 8 E- 57 E-9 5 E F E F- 8 E F D-5 D- E D- 5 8 D- E D- 9 7 D-8 D- 5 7 D-7 5 D- C- C- 8 C C- 7 F-9 9 E- C- 8 C-9 D E F F F- 9 E- B- 7 B-5 C-8 5 D- E- 5 F F- E- 8 B- A- B- 5 C-7 D- 9 E- F- 77 Y E- 9 B- B- C- D F- E- 9 C- C-5 C- D F F- E- E- 8 F D- 9 7 D-7 5 F- 5 Figura. Núcleo do Reator Discretizado em Subcanais. Os modelos e correlações empíricos utilizados no programa para descrever os fenômenos do fluido foram revistos e, quando necessário, substituídos por outros mais apropriados à realidade física do reator Triga. Os seguintes parâmetros e correlações foram utilizados nas simulações do reator TRIGA IPR-R: 7 E- D-5 D- 5 E F E E-9 F-5 8 E- 78 E-7 E-8 5 F F F F-7 8 F- 7 F-8 9 F X Os resultados previstos por PANTERA P foram obtidos considerando-se a discretização seccional do núcleo mostrada na Fig.. A distribuição radial de potência dos elementos combustíveis foi determinada com o código CITATION [7]. O fator de pico local de potência dessa distribuição é,. Este valor resulta do produto do fator radial máximo, que ocorre no elemento 7, pelo fator axial de potência do núcleo, ou seja, f q =,5,5 =,. Incluindo um fator de tolerância de,, eleva-se o fator de pico local de potência para f q =,, =,8. Postulase que este fator de tolerância seja suficiente para cobrir tanto os desvios na distribuição de potência como as incertezas de fabricação. Temperatura, o C Elemento Rev.: alumínio Combustível Revestimento Fluido Altura Relativa (z/l) Figura. Evolução Axial de Temperaturas do Elemento. As Fig. e mostram as temperaturas central do combustível e superficial do revestimento em função da altura relativa dos elementos e 7, os quais, dentre os elementos de um mesmo tipo, apresentam maiores densidades de potência, sendo, portanto, mais susceptíveis de falha durante a operação. As curvas para a temperatura média da água de refrigeração nos subcanais que envolvem cada um destes elementos são também visualizadas nas figuras. Os elementos e 7 são constituídos de U-ZrH, com revestimento de alumínio e de U-ZrH, com revestimento de aço inoxidável. respectivamente. O fator de pico de potência do elemento é f q =,59,5 =,99. Comprimento total do núcleo, cm 58, Comprimento ativo do núcleo, cm 7,7 Número de nodos axiais Coeficiente resistência transversal, K ij,5 Parâmetro momento transversal, ( s / l ),5 Fator de momento turbulento, f t, Temperatura, o C Elemento 7 Rev.: aço inox. Combustível Revestimento Coeficiente mistura turbulenta, β =,(D / s) Re [] Fração de vazio Jordan e Leppert [5] Título real de vapor Levy [] Multiplicador de atrito bifásico Jordan e Leppert [5] Fluido Altura Relativa (z/l) Figura. Evolução Axial de Temperaturas do Elemento 7.

5 As temperaturas mais elevadas do elemento ocorrem na posição axial média do comprimento ativo, onde o fluxo de calor é também máximo. A condutância na interface entre o combustível e o revestimento, h gap, foi fixada em,8 kw/m K ( Btu/hr-ft - o F), que é justamente o valor recomendado pela General Atomic [] para ambos os tipos de elementos combustíveis. A transferência de calor dos elementos e 7 para a água ocorrem localmente no regime de ebulição nucleada sub-resfriada, de forma que a temperatura superficial é a temperatura de saturação da água mais o superaquecimento de parede determinado com correlação de McAdams [8],,59 T s = Tsat + Tsat = Tsat +,8(qs ), () com a temperatura em o C e o fluxo de calor q s em W/m. A conclusão mais importante que se pode tirar destas avaliações é que a temperatura do combustível se mantém muito abaixo do limite de projeto, isto é, da temperatura de 5 o C que causa uma mudança de fase do combustível U-ZrH,. Além disso, as temperaturas no revestimento, por serem relativamente baixas, não exercem quaisquer efeitos deletérios sobre as propriedades térmicas e mecânicas dos materiais. Assim, em regime de operação estacionária a kw, a probabilidade de falha do elemento combustível como resultado de temperaturas elevadas é bastante remota. Como era de se esperar, a temperatura da água de refrigeração em torno de cada elemento cresce linearmente à medida que o fluido progride ao longo do comprimento aquecido. Temperatura, C () hgap =,8 kw/m o C () hgap =, kw/m o C () hgap =, kw/m o C () () Elemento Rev.: alumínio f q =, Raio Relativo (r/r) () Combustível Gap +Revestimento Fluido Figura 5. Evolução Radial da Temperatura do Elemento. As distribuições radiais de temperatura do combustível do elemento, na posição axial média da altura ativa, onde o fluxo de calor é máximo, são mostradas nas Fig. 5, para três valores da condutância na interface combustível-revestimento:, (),, (75) e,8 kw/m K ( Btu/hr-ft - o F). Os valores representados nesta figura foram obtidos mediante a aplicação do fator de tolerância de, ao fator de pico local de potência que no caso do elemento é de,99. Mesmo sob circunstâncias extremamente pessimistas de uma baixa condutância no espaço anular entre o combustível e o revestimento e de um desvio de % na potência do elemento, a temperatura máxima do combustível ainda se mantém bem abaixo do limite de projeto de 5 o C. Demais, considerando-se que a temperatura do combustível não é constante e que a mudança de fase é determinada não pela temperatura de pico, mas pela temperatura média, a margem de segurança do elemento à base de U-ZrH, é ainda mais elevada que aquela que se poderia inferir da Fig. 5. A análise de DNBR foi efetuada unicamente para o subcanal mais aquecido, isto é, para o subcanal, suposto isolado do restante do núcleo. Além de reduzir o tempo de cálculo, essa aproximação implica resultados mais conservativos, em razão da ausência de qualquer mecanismo de transferência de massa, energia e momento entre subcanais adjacentes. O fechamento do subcanal aos vários processos de mistura conduz a condições locais mais severas, antecipando a ocorrência da ebulição de película. O subcanal é delimitado pelos elementos e 7 e pelo tubo central, como ilustra a Fig.. Os fatores radiais de potência dos elementos e 7 são,59 e,5. A fração do perímetro de cada um destes elementos em contato com a água é aproximadamente,7. Este valor, em conjunção com o fatores radial e axial de potência do elemento e com a potência média do núcleo, é usado na determinação da potência do elemento transferida ao fluido no subcanal. O tubo central atua apenas como uma parede fria e, portanto, não adiciona calor ao subcanal. DNBR min 8 Lund Elemento 7 Subcanal Potência: kw Bernat 7 Temperatura de Entrada, o C Figura. DNBR Mínimo. O fluxo de calor crítico foi determinado por duas relações empíricas: a correlação de Bernath [9] e a correlação de Lund []. Sob idênticas condições térmicas e hidráulicas no subcanal, a correlação de Bernath mostra-se, especialmente a baixas temperaturas de entrada, mais pessimista que a correlação de Lund com respeito à magnitude do fluxo de calor crítico. Entretanto, a diferença entre as previsões tende a decrescer com o aumento da temperatura de entrada. Tal comportamento é ilustrado na Fig. em termos do DNBR mínimo. O DNBR mantém-se conservativamente acima de, indicando que os riscos de falha do elemento combustível associados ao fluxo de calor crítico são insignificantes, ainda que a temperatura de entrada seja relativamente elevada.

6 Os principais parâmetros térmicos e hidráulicos do reator IPR-R e do reator Triga da Universidade de Nova York [], ambos da classe Mark I, são apresentados na Tabela. Os resultados calculados com a metodologia proposta neste trabalho, identificados por asterisco na tabela, pouco diferem daqueles previstos pela General Atomic para o reator da Universidade de Nova York. Os ligeiros desvios advêm das diferenças entre os métodos analíticos empregados e das particularidades de cada reator, especialmente aquelas relativas ao número de elementos combustíveis e à distribuição de fluxo de calor. TABELA. Parâmetros do Reator IPR-R e do Reator da Universidade de Nova York Parâmetro IPR-R Univ. N.Y. N o elementos combustíveis Potência, kw Temp. entrada da água, o C,, Temp. saída da água, o C,5 * 5,5 Temp. máx. revest., o C * Temp. máx. comb. o C * 97 Fluxo calor médio, kw/m 95 9 Fluxo calor máx., kw/m 95 8 Vel. média da água, m/s,99 *,9 DNBR mínimo,5 *,7 VI. CONCLUSÕES Os resultados da avaliação indicam que, sob o aspecto térmico e hidráulico, a operação do reator IPR-R à potência de kw não importará em riscos à instalação, aos operadores e ao público. A temperatura máxima do combustível, estimada em C, encontra-se bem abaixo da temperatura limite de projeto que é 5 C. Não são esperadas temperaturas elevadas no revestimento uma vez que o fluxo de calor máximo no núcleo será pelo menos seis vezes menor que o fluxo de calor crítico que leva à degradação do mecanismo de transferência de calor na superfície do elemento combustível. Mesmo a uma potência estacionária da ordem de kw existirá uma adequada transferência de calor entre os elementos combustíveis e a água de refrigeração. A consistência das modificações introduzidas no programa PANTERA P tendo em vista a sua adaptação às condições de reatores TRIGA foi comprovada através da comparação dos resultados calculados para o IPR-R com aqueles apontados pela General Atomic para o reator Triga da Universidade de Nova York. Essa comparação apesar de restrita a poucos parâmetros mostra ótima concordância entre as estimativas para ambos os reatores. REFERÊNCIAS [] GENERAL ATOMIC. Triga Mark Reactor Description, GA-95, Gulf Energy & Enviromental Systems, SanDiego, CA, 959. [] VELOSO, M. A. PANTERA-P: Programa para Análise Termo-hidráulica do Núcleo de Reatores a Água, NT DETR.PD-/85, NUCLEBRÁS/CDTN, Belo Horizonte, 985. [] GULF GENERAL ATOMIC. Safeguards Summary Report for the New York University Triga Mark I Reactor, GA-98, Gulf General Atomic, San Diego, CA, 97. [] ROWE, D. S. & ANGLE. C. W. Crossflow Mixing between Parallel Flow Channels during Boiling. Part II - Measurement of the Flow and Enthalpy in two Parallel Channels, BNWL-7 Pt., Pacific Northwest Laboratory, Richland, WA, 97. [5] JORDAN, D. P. & LEPPERT, G. Pressure Drop and Vapor Volume with Subcooled Nucleate Boiling, Int. J. Heat Mass Transfer, vol. 5, p.75-7, 9. [] LEVY, S. Forced Convection Subcooled Boiling Prediction of Vapor Volumetric Fraction, Int. J. Heat Mass Transfer, vol., p , 97. [7] DALLE, H. M. et al. Validação da Metodologia de Cálculo Neutrônico do Reator Triga IPR-R, NI-CT- 8/98, CDTN/CNEN, Belo Horizonte, 998. [8] McADAMS, W. H. Heat Transmission, rd ed., McGraw-Hill Book Company Inc., New York, 95. [9] BERNATH, L. A Theory of Local-Boiling Burnout and its Application to Existing Data, Chemical Engineering Progress Symposium Series, vol. 5, n., p. 95-, 9. [] LUND, K. O. Critical Heat Flux in a Subcooled, Low-Pressure Rod Bundle with Various Rod Spacings, ASME paper 75-HT9, 975. ABSTRACT The subchannel approach, normally employed for the analysis of power reactor cores that work under forced convection, have been used for the thermal hydraulic evaluation of a TRIGA MARK I reactor, named IPR-R, at kw power level. This was accomplished by using the PANTERA-P subchannel code, which has been conveniently adapted to the characteristics of natural convection of TRIGA reactors. The analysis of results indicates that the steady state operation of IPR-R at kw do not imply risks to installations, workers and public.