Generador de vapor

En este párrafo se intenta encontrar de manera sencilla el dimensionamiento general de un generador de vapor de tipo convencional con características similares a las de los reactores de la etapa N4. En primer lugar se realiza un cálculo sin tener en cuenta la presencia del calentador axial que equipa este tipo de GV. Luego evaluamos la ganancia de presión de vapor o la superficie de intercambio proporcionada por esta mejora.

El cálculo estimado realizado en el cuadro desplegable muestra que el diseño del economizador axial retenido para el GV N4 y EPR ahorra, en igualdad de condiciones, aproximadamente un 20% en la superficie de intercambio al precio de unas pocas láminas no resistentes e internas. Tuberías con presión. En una superficie de intercambio dada, la ganancia en el intercambio de calor da como resultado un aumento de la presión de vapor de 2.8  bares, en igualdad de condiciones, lo que proporciona una mayor eficiencia termodinámica y, por lo tanto, a una producción de electricidad determinada:

• una reducción en la carga de calor de la fuente fría (ambiente menos afectado).
• mejor seguridad ( menor potencia residual )

Introductorio:

Primero examinamos completamente el caso donde el generador de vapor es del tipo ordinario con recirculación simple sin economizador. El caso del generador de vapor con economizador integrado en el tramo frío del haz se evalúa luego en un diferencial. El modelo, aunque simplificado, tiene una gran cantidad de datos tediosos para enumerar. Los valores relacionados con el circuito primario deben anotarse con una letra mayúscula y los valores relacionados con el secundario con una letra minúscula. Por tanto, representa un flujo másico primario y denota un flujo másico secundario. QmetroassIqtumi{\ Displaystyle Q_ {mass}}qmetroassIqtumi{\ Displaystyle q_ {mass}}

Se da a 4 o 5 cifras significativas un cierto número de cálculos intermedios sin ilusión de precisión en la simple preocupación de evitar la acumulación de errores de redondeo de cálculo sabiendo que los resultados globales están dentro del 5%.

Características generales o globales

• Caudal de volumen primario por circuito = 24,500  m 3 / h = 6,806  m 3 / s a ​​la temperatura del agua que pasa por las bombas
• Caudal másico primario por circuito = 5.051  kg / s
• Caudal volumétrico primario por circuito a la temperatura promedio del agua primaria = 5051 / 704.2 = 7.173  m 3 / s
• Velocidad primaria del agua en los tubos = = 7.173 / 1.255 = 5.716 m / sV{\ Displaystyle V} 
• Número de Reynolds de agua primaria a temperatura media = RmipagrImetroaIrmi metrooymino=ρpagrImetroaIrmi metrooymino×V×DhyDratulIqtumiμpagrImetroaIrmi metrooymino{\ Displaystyle Re_ {primario ~ medio} = {\ rho _ {primario ~ medio} \ veces V \ veces D_ {hidráulico} \ sobre \ mu _ {primario ~ medio}}}

RmipagrImetroaIrmi metrooymino{\ displaystyle Re_ {primario ~ medio}} = 770,400

• Número de Prandtl de agua primaria a temperatura media =PAGrpagrImetroaIrmi metrooymino=μpagrImetroaIrmi metrooymino×VSpagpagrImetroaIrmi metrooyminoλpagrImetroaIrmi metrooymino{\ Displaystyle Pr_ {primario ~ medio} = {\ mu _ {primario ~ medio} \ veces Cp_ {primario ~ medio} \ sobre \ lambda _ {primario ~ medio}}}

PAGrpagrImetroaIrmi metrooymino{\ displaystyle Pr_ {primario ~ medio}} = 0,975 2

• Potencia térmica del generador de vapor = = 1067,5  MWW{\ Displaystyle W}
• Potencia térmica para calentar el agua de alimentación hasta la saturación = = 175,5  MWh′-halImetroh″-halImetro×W{\ Displaystyle {h'-h_ {alim} \ over h '' - h_ {alim}} \ times W}
• Potencia térmica evaporativa = 1067,5 - 175,49 = 892,0  MW
• Caudal másico de vapor de producto = Caudal másico de agua de alimentación = = 599,4  kg / sWh″-halImetro{\ Displaystyle {W \ over h '' - h_ {alim}}}
• Tasa de tráfico estimada = θ=3{\ Displaystyle \ theta = 3}
• Velocidad promedio de subida de la mezcla de agua que se recalienta en el paquete = = 3 × 599.4 / 752.7 / 4.116 = 0.580 4 m / sv=θ×qvapagmiturρmetrooymino metromilanogramomispagassagramomi{\ Displaystyle v = {{\ theta \ times q_ {steam} \ over \ rho _ {medium ~ blend}} \ over s_ {pasaje}}}
  v{\ Displaystyle v} 
• Número promedio de Reynolds de la mezcla de recalentamiento = = 110,500Rmimetrooymino metromilanogramomi=ρmetrooymino metromilanogramomi×v×DhyDratulIqtumiμmetrooymino metromilanogramomi{\ Displaystyle Re_ {medium ~ mix} = {\ rho _ {medium ~ mix} \ times v \ times D_ {hidráulico} \ over \ mu _ {medium ~ mix}}}
• Número medio de Prandlt de la mezcla de recalentamiento = 0,8894

Intercambio de calor, coeficientes de intercambio global, desviaciones logarítmicas promedio y superficies de intercambio

• Coeficiente de intercambio de calor de la zona de calentamiento global = por lo tanto1hgramoloBal rmivshatuFFagramomi=1hpagrImetroaIrmi+1httuBmi+1hsmivsonoDaIrmi rmivshatuFFagramomi+1hsalIssturmi{\ Displaystyle {1 \ over h_ {global ~ recalentamiento}} = {1 \ over h_ {primario}} + {1 \ over h_ {tube}} + {1 \ over h_ {secundario ~ recalentamiento}} + {1 \ sobre h_ {suciedad}}}

hgramoloBal rmivshatuFFagramomi{\ displaystyle h_ {global ~ recalentamiento}}= 4.059 kW / (m 2  K)

• Potencia térmica en la zona de calefacción en el lado primario caliente = 140,4  MW
• Temperatura primaria en el límite de la zona de calentamiento en el lado caliente = = 323,51 ° CTX{\ Displaystyle T_ {x}} 
• Temperatura primaria en el borde de la zona de evaporación = - 36,16 × 892,0 / 1067,5 = 293,30 ° CTy=TX{\ Displaystyle T_ {y} = T_ {x}} 
• Potencia térmica en la zona de calentamiento del lado frío = 35,12  MW
• Diferencia logarítmica de la zona de calentamiento en el lado caliente del paquete = = 45,73 ° C(Tminotrmimi GRAMOV-tmetromilanogramomi minotrmimi FaIsvsmiatu)-(TX-tsatturatIono)en⁡((Tminotrmimi GRAMOV-tmetromilanogramomi minotrmimi FaIsvsmiatu)(TX-tsatturatIono)){\ displaystyle {(T_ {input ~ GV} -t_ {mix ~ input ~ beam}) - (T_ {x} -t_ {saturation}) \ over \ ln \ left ({(T_ {input ~ GV} -t_ {mezcla ~ entrada ~ haz}) \ over (T_ {x} -t_ {saturación})} \ derecha)}} 
• Área de intercambio de calor en la zona de calentamiento en el lado caliente = = 756,4  m 2140,4×10004.059×45,73{\ displaystyle {\ frac {140 {,} 4 \ times 1000} {4 {,} 059 \ times 45 {,} 73}}}
• Desviación logarítmica de la zona de calentamiento en el lado frío del paquete = = 11,44 ° C(TsortImi GRAMOV-tmetromilanogramomi minotrmimi FaIsvsmiatu)-(Ty-tsatturatIono)en⁡((TsortImi GRAMOV-tmetromilanogramomi minotrmimi FaIsvsmiatu)(Ty-tsatturatIono)){\ displaystyle {(T_ {salida ~ GV} -t_ {mezcla ~ entrada ~ haz}) - (T_ {y} -t_ {saturación}) \ over \ ln \ left ({(T_ {salida ~ GV} -t_ {mezcla ~ entrada ~ haz}) \ over (T_ {y} -t_ {saturación})} \ derecha)}} 
• Área de intercambio de calor en la zona de calentamiento del lado frío = = 756,2  m 235,12×10004.059×11,44{\ displaystyle {\ frac {35 {,} 12 \ times 1000} {4 {,} 059 \ times 11 {,} 44}}}
• Las superficies de intercambio, las temperaturas intermedias , las diferencias de temperatura logarítmicas, la potencia térmica intercambiada en la zona de calentamiento en el lado primario frío y caliente son tales como: TX{\ Displaystyle T_ {x}} Ty{\ Displaystyle T_ {y}}
  • Las superficies de intercambio de calor en el lado frío y en el lado caliente son iguales
  • El nivel final de la zona de recalentamiento en el haz de tubos del lado caliente y del lado frío es el mismo
  • Las potencias térmicas intercambiadas están en la relación de las diferencias logarítmicas de temperatura.

• Zona de evaporación del coeficiente de intercambio de calor global = por lo tanto1hgramoloBal mivapagoratIono=1hpagrImetroaIrmi+1httuBmi+1hmivapagoratIono+1hsalIssturmi{\ Displaystyle {1 \ over h_ {global ~ evaporation}} = {1 \ over h_ {primary}} + {1 \ over h_ {tube}} + {1 \ over h_ {evaporation}} + {1 \ over h_ {tierra}}}

hgramoloBal mivapagoratIono{\ displaystyle h_ {global ~ evaporation}}= 6.785 kW / (m 2  K)

• Potencia térmica en zona de evaporación = 892,0  MW
• Desviación logarítmica de la zona de evaporación = = 15,27 ° C(TX-tsatturatIono)-(Ty-tsatturatIono)en⁡((TX-tsatturatIono)(Ty-tsatturatIono))=(TX-Ty)en⁡((TX-tsatturatIono)(Ty-tsatturatIono)){\ Displaystyle {(T_ {x} -t_ {saturación}) - (T_ {y} -t_ {saturación}) \ over \ ln \ left ({(T_ {x} -t_ {saturación}) \ over (T_ {y} -t_ {saturación})} \ right)} = {(T_ {x} -T_ {y}) \ over \ ln \ left ({(T_ {x} -t_ {saturación}) \ over (T_ {y} -t_ {saturación})} \ derecha)}} 
• Superficie de intercambio en zona de evaporación = = 8611  m 2892,0×10006.785×15,27{\ displaystyle {\ frac {892 {,} 0 \ times 1000} {6 {,} 785 \ times 15 {,} 27}}}
• Superficie total de intercambio de tubos externos calculada = 10 123  m 2

Características de los fluidos

Agrupamos bajo este ítem las características termodinámicas de los fluidos entre otras necesarias para el cálculo de los números de Reynolds, Prandtl y Nusselt para poder utilizar las correlaciones de la literatura científica.

• Temperatura de entrada primaria en el generador = 328,28  ° C
• Entalpía del agua primaria que ingresa al generador de vapor = 1506,8  kJ / kg
• Temperatura de  salida del generador de vapor primario = 292,11 ° C
• Entalpía del agua primaria a la salida del generador de vapor = 1295,6  kJ / kg
• Temperatura de  salida del generador de vapor primario = 292,11 ° C
• Densidad media del agua primaria = 703,9 kg / m 3
• Densidad del agua primaria a la salida del generador de vapor = 742,23 kg / m 3 (Agua que pasa por las bombas primarias)
• Viscosidad dinámica del agua primaria a temperatura media = = 8,81E-5 kg ​​/ (m s)μpagrImetroaIrmi metrooymino{\ Displaystyle \ mu _ {primario ~ medio}}
• Densidad del agua primaria a temperatura media = = 704,2 kg / m 3ρpagrImetroaIrmi metrooymino{\ Displaystyle \ rho _ {primario ~ medio}}
• Conductividad térmica del agua primaria a temperatura media = = 0,526 8 W / (m K)λpagrImetroaIrmi metrooymino{\ Displaystyle \ lambda _ {primario ~ medio}}
• Capacidad calorífica del agua primaria a temperatura media = = 5,829 kJ / (kg K)VSpagpagrImetroaIrmi metrooymino{\ displaystyle Cp_ {primario ~ medio}}

• Temperatura del agua de los alimentos = = 229,5  ° CtalImetro{\ Displaystyle t_ {alim}}
• Entalpía del agua de alimentación = = 988,9  kJ / kghalImetro{\ Displaystyle h_ {alim}}
• Presión de vapor producida = 72,8  bares
• Temperatura del vapor producido = = 288,45  ° Ctvapagmitur{\ displaystyle t_ {vapor}}
• Entalpía de vapor saturado seco = = 2769,9  kJ / kgh″{\ Displaystyle h ''}
• Entalpía del agua en saturación a 72,8  bares = = 1281,7  kJ / kgh′{\ Displaystyle h '}
• Densidad del agua en saturación a 72,8 bar = 735,0  kg / m 3
• Entalpía de la mezcla de agua de alimentación + agua de retorno a la entrada del haz = = 1184,1  kJ / kg988,9+1281,7×(θ-1)θ{\ displaystyle {988,9 + 1281,7 \ times (\ theta -1) \ over \ theta}}
• Temperatura de la mezcla a la entrada del haz = 269,88  ° C (Evaluada a partir de la entalpía de la mezcla)
• Densidad de la mezcla a la entrada del paquete = 770,3  kg / m 3
• Densidad media de la mezcla durante el recalentamiento en el paquete = (770,3 + 735,0) / 2 = 752,7  kg / m 3
• Conductividad térmica media de la mezcla secundaria durante el recalentamiento = 0,572 1 W / (m K)
• Viscosidad dinámica media de la mezcla secundaria durante el recalentamiento = 9,686 × 10 −5  kg / (m s)
• Capacidad calorífica media de la mezcla secundaria durante el recalentamiento = 5.253 kJ / (kg K)

Geometría del generador de vapor

• Número de tubos = 5.614
• Diámetro exterior de los tubos = = 19,05  mmDmi{\ Displaystyle D_ {e}}
• Espesor del tubo = 1,09  mm
• Diámetro interior de los tubos = = 16,87  mmDI{\ Displaystyle D_ {i}}
• Paso de implantación del tubo triangular = = 27,43  mma{\ Displaystyle a}
• Diámetro hidráulico primario = = 16,87  mmDhyDratulIqtumi{\ displaystyle D_ {hidráulico}}
• Diámetro hidráulico secundario = = 24,50  mm (razonando a nivel del triángulo equilátero elemental formado por tres tubos contiguos, es decir 1/2 tubo)DhyDratulIqtumi=4×spagassagramomipagmirImetromitrmivshatuFFanot=4×(a2×34-12×π×Dmi24)π×Dmi2{\ Displaystyle d_ {hidráulico} = {4 \ times s_ {pasaje} \ over {perimetre_ {c} hauffant}} = {4 \ times \ left ({a ^ {2} \ times {\ sqrt {3}} \ más de 4} - {1 \ más de 2} \ veces {\ pi \ veces D_ {e} ^ {2} \ más de 4} \ derecha) \ más de {\ pi \ veces D_ {e} \ más de 2}}}
• Sección de flujo de fluido primario = = 1255  m 2Spagassagramomi=5 614×π DI24{\ displaystyle S_ {pasaje} = 5 ~ 614 \ veces {\ frac {\ pi \ D_ {i} ^ {2}} {4}}}
• Sección de paso de fluido secundario = = (Área ocupada por el haz en la placa del tubo) - (Sección transversal de todos los tubos en el haz). Un tubo tiene dos implantes en la placa del tubo cada implante ocupa un área igual a un rombo formado por dos triángulos equiláteros en el lado del cualspagassagramomi{\ displaystyle s_ {pasaje}}a{\ Displaystyle a}

spagassagramomi=5 614×(2×a2×34×2-2×π4×Dmi2){\ Displaystyle s_ {pasaje} = 5 ~ 614 \ times \ left (2 \ times {a ^ {2} \ times {\ sqrt {3}} \ over 4} \ times 2-2 \ times {\ pi \ over 4} \ times D_ {e} ^ {2} \ right)}= 4.116  m 2

• Conductividad del metal de los tubos = = 18,65 W / (m K) en las condiciones de temperatura operativa media del haz de tubos.λmetromital{\ Displaystyle \ lambda _ {metal}}

Evaluación de los diferentes coeficientes de intercambio elementales

Coeficiente de intercambio entre el fluido primario y la pared interna de los tubos.

• Coeficiente de intercambio entre el fluido primario y la pared interior de los tubos reducido a la superficie exterior de los tubos = hpagrImetroaIrmi{\ Displaystyle h_ {principal}}
• Usamos la correlación  : = 30.01 kW / (m 2  K)hpagrImetroaIrmi=0.0214×PAGrpagrImetroaIrmi metrooymino0,4×RmipagrImetroaIrmi metrooymino0,8×λpagrImetroaIrmi metrooyminoDmi{\ Displaystyle h_ {primario} = 0 {,} 0214 \ times Pr_ {primario ~ medio} ^ {0 {,} 4} \ times Re_ {primario ~ medio} ^ {0 {,} 8} \ times {\ lambda _ {primario ~ medio} \ sobre D_ {e}}}

Se utiliza la fórmula clásica: con (TI-tmi)=wl2×π×λ×en⁡(DmiDI){\ Displaystyle (T_ {i} -t_ {e}) = {w_ {l} \ over 2 \ times \ pi \ times \ lambda} \ times \ ln \ left ({D_ {e} \ over D_ {i} } \ derecho)}

• (TI-tmi){\ Displaystyle (T_ {i} -t_ {e})}= deltaT entre las paredes del tubo, tubo interior del lado primario y tubo exterior del lado secundarioTI{\ Displaystyle T_ {i}}tmi{\ Displaystyle t_ {e}}
• λmetromital{\ Displaystyle \ lambda _ {metal}} = conductividad del metal
• wl{\ Displaystyle w_ {l}}= potencia térmica lineal intercambiada

El flujo de calor de la superficie a través de la superficie exterior de un tramo de elemento de tubo se escribe como: donde cuando se reemplaza uno se pone en la forma que muestra el coeficiente de intercambio de calor del tubo de metal al identificarlo, se obtiene = 16,12 kW / (m 2  K) l{\ Displaystyle l}ws=wl×lπ×Dmi×l=wlπ×Dmi{\ Displaystyle w_ {s} = {w_ {l} \ times l \ over \ pi \ times D_ {e} \ times l} = {w_ {l} \ over \ pi \ times D_ {e}}}wl=ws×π×Dmi{\ Displaystyle w_ {l} = w_ {s} \ times \ pi \ times D_ {e}}(TI-tmi)=ws×π×Dmi2×π×λmetromital×en⁡(DmiDI){\ Displaystyle (T_ {i} -t_ {e}) = {w_ {s} \ times \ pi \ times D_ {e} \ más de 2 \ times \ pi \ times \ lambda _ {metal}} \ times \ ln \ left ({D_ {e} \ over D_ {i}} \ right)}httuBmi{\ displaystyle h_ {tube}}ws=httuBmi×(TI-tmi)=(TI-tmi)×2×λmetromitalDmi×en⁡(DmiDI){\ Displaystyle w_ {s} = h_ {tube} \ times (T_ {i} -t_ {e}) = {(T_ {i} -t_ {e}) \ times 2 \ times \ lambda _ {metal} \ sobre D_ {e} \ veces \ ln \ left ({D_ {e} \ over D_ {i}} \ right)}}httuBmi=2×λmetromitalDmi×en⁡(DmiDI)=2×18,sesenta y cinco19,05×en⁡(19,05dieciséis,87){\ displaystyle h_ {tube} = {2 \ times \ lambda _ {metal} \ over D_ {e} \ times \ ln \ left ({D_ {e} \ over D_ {i}} \ right)} = {2 \ times 18 {,} 65 \ over 19,05 \ times \ ln \ left ({19 {,} 05 \ over 16 {,} 87} \ right)}}

Coeficiente de intercambio de calor entre la mezcla secundaria durante el recalentamiento y la pared exterior de los tubos del haz

• Usamos la correlación de Colburn: = 7.195 kW / (m 2  K)hsmivsonoDaIrmi rmivshatuFFagramomi=0.023×PAGrmetrooymino metromilanogramomi1/3×Rmimetrooymino metromilanogramomi0,8×λmetrooymino metromilanogramomiDmi{\ Displaystyle h_ {secundario ~ recalentamiento} = 0 {,} 023 \ times Pr_ {media ~ mezcla} ^ {1/3} \ times Re_ {media ~ mezcla} ^ {0 {,} 8} \ times {\ lambda _ {medium ~ melange} \ over D_ {e}}}

Coeficiente de intercambio evaporativo

• Las correlaciones de la literatura técnica que permiten acceder al valor del coeficiente de intercambio evaporativo requieren un cálculo iterativo que no se puede realizar aquí. Usamos el valor fijo de 25 kW / (m 2  K)

Efecto de ensuciamiento de tuberías

Es convencional tener en cuenta en el diseño de manera uniforme una suciedad de los tubos en el lado secundario de la centralita. Se expresa mediante una resistencia térmica que se suma a los demás elementos constitutivos del coeficiente de intercambio global. En el ejemplo propuesto, se utiliza un valor estándar de 0,012 (m 2 K) / kW, es decir, un coeficiente de intercambio de 83,33 kW / (m 2  K)

Generador de vapor avanzado (tipo N4)

Diferencias de diseño funcional

El generador de vapor de tipo N4 se diferencia de los diseños ordinarios discutidos brevemente anteriormente principalmente en la circulación del lado secundario.

El agua de alimentación admitida en el generador ya no se mezcla completamente con el agua saturada que sale de los separadores sino solo con una parte. A continuación, la mezcla se dirige al tramo frío del haz de tubos. El haz de tubos se separa en dos partes en el momento de una hoja plana integral con la placa de tubos. La mayor parte del agua saturada que sale de los separadores se dirige al tramo caliente del paquete. Desciende lamiendo la capa secundaria, protegiéndola de los choques térmicos.

Examinamos paso a paso el impacto de estos cambios en el cálculo de las superficies de intercambio realizadas en la configuración clásica.

Características generales o globales

Lado primario

Sin cambios

Lado secundario

• Tasa de tráfico estimada = θ=2{\ Displaystyle \ theta = 2}
• Velocidad media de subida de la mezcla de agua que se recalienta en el paquete = = 0,765 5 m / sv=θ×qvapagmiturρmetrooymino metromilanogramomispagassagramomi{\ Displaystyle v = {{\ theta \ times q_ {steam} \ over \ rho _ {medium ~ blend}} \ over s_ {pasaje}}}
  v=2×599,4760,9×2.058{\ Displaystyle v = {\ frac {2 \ times 599 {,} 4} {760 {,} 9 \ times 2 {,} 058}}} 
• Número promedio de Reynolds de la mezcla de recalentamiento = = 144,800Rmimetrooymino metromilanogramomi=ρmetrooymino metromilanogramomi×v×DhyDratulIqtumiμmetrooymino metromilanogramomi{\ Displaystyle Re_ {medium ~ mix} = {\ rho _ {medium ~ mix} \ times v \ times D_ {hidráulico} \ over \ mu _ {medium ~ mix}}}
• Número medio de Prandlt de la mezcla de recalentamiento = 0,8776

Intercambio de calor, coeficientes de intercambio global, desviaciones logarítmicas promedio y superficies de intercambio

• Coeficiente de intercambio de calor de la zona de calentamiento global = por lo tanto1hgramoloBal rmivshatuFFagramomi=1hpagrImetroaIrmi+1httuBmi+1hsmivsonoDaIrmi rmivshatuFFagramomi+1hsalIssturmi{\ Displaystyle {1 \ over h_ {global ~ recalentamiento}} = {1 \ over h_ {primario}} + {1 \ over h_ {tube}} + {1 \ over h_ {secundario ~ recalentamiento}} + {1 \ sobre h_ {suciedad}}}

hgramoloBal rmivshatuFFagramomi{\ displaystyle h_ {global ~ recalentamiento}}= 4.974 kW / (m 2  K)

• Potencia térmica en la zona de calefacción en el lado primario frío = 175,5  MW
• Temperatura primaria en el borde de la zona de evaporación = 328,27 - 36,16 × 892,0 / 1067,5 = 298,05 ° CTz{\ Displaystyle T_ {z}} 
• Desviación logarítmica de la zona de calentamiento en el lado frío del paquete = = 18,59 ° C(TsortImi GRAMOV-tmetromilanogramomi minotrmimi FaIsvsmiatu)-(Tz-tsatturatIono)en⁡((TsortImi GRAMOV-tmetromilanogramomi minotrmimi FaIsvsmiatu)(Tz-tsatturatIono)){\ Displaystyle {(T_ {salida ~ GV} -t_ {mezcla ~ entrada ~ haz}) - (T_ {z} -t_ {saturación}) \ over \ ln \ left ({(T_ {salida ~ GV} -t_ {mezcla ~ entrada ~ haz}) \ over (T_ {z} -t_ {saturación})} \ derecha)}} 
• Área de intercambio de calor en la zona de calentamiento del lado frío = = 1897,5  m 2175,5×10004.974×18,59{\ displaystyle {\ frac {175 {,} 5 \ times 1000} {4 {,} 974 \ times 18 {,} 59}}}
• Desviación logarítmica de la zona de evaporación = = 21,24 ° C(Tminotrmimi GRAMOV-tsatturatIono)-(Tz-tsatturatIono)en⁡((Tminotrmimi GRAMOV-tsatturatIono)(Tz-tsatturatIono))=(Tminotrmimi GRAMOV-Tz)en⁡((Tminotrmimi GRAMOV-tsatturatIono)(Tz-tsatturatIono)){\ Displaystyle {(T_ {input ~ GV} -t_ {saturación}) - (T_ {z} -t_ {saturation}) \ over \ ln \ left ({(T_ {input ~ GV} -t_ {saturación}) \ over (T_ {z} -t_ {saturación})} \ right)} = {(T_ {input ~ GV} -T_ {z}) \ over \ ln \ left ({(T_ {input ~ GV} -t_ {saturación}) \ over (T_ {z} -t_ {saturación})} \ derecha)}} 
• Superficie de intercambio en zona de evaporación = = 6189  m 2892,0×10006.785×21,24{\ displaystyle {\ frac {892 {,} 0 \ times 1000} {6 {,} 785 \ times 21 {,} 24}}}
• Superficie total de intercambio de tubos externos calculada = 8.087  m 2, es decir , un 20% menos que en el diseño clásico con recirculación completa

El valor encontrado con un cálculo simplista se desvía solo moderadamente del valor real dado igual a 7,960 m 2 en el artículo Centrales  nucleares en Francia , lo que da credibilidad al resultado comparativo.

Podemos expresar la ganancia conseguida de dos formas distintas:

• un ahorro del 20% en la superficie de intercambio de calor y el tamaño del generador de vapor, lo que tiene importantes consecuencias indirectas, por ejemplo, en las dimensiones de las cámaras de contención o la potencia hidráulica de las bombas primarias
• una reducción del 20% en el valor de la desviación logarítmica global del generador de vapor que da como resultado un aumento a temperaturas primarias dadas de 2,65  ° C en la temperatura del vapor, es decir, un aumento de presión de 2,8 bar en igualdad de condiciones

Características de los fluidos

Agua primaria:

Sin cambios

Agua y vapor secundario:

• Entalpía de la mezcla de agua de alimentación + agua de retorno a la entrada del haz = = 1.135,3  kJ / kg988,9+1281,7×(θ-1)θ{\ displaystyle {988 {,} 9 + 1 \, 281 {,} 7 \ ​​times (\ theta -1) \ over \ theta}}
• Temperatura de la mezcla a la entrada del haz = 260,14  ° C (Evaluada a partir de la entalpía de la mezcla)
• Densidad de la mezcla a la entrada del paquete = 786,8 kg / m 3
• Densidad promedio de la mezcla durante el recalentamiento en el paquete = (786.8 + 735.0) / 2 = 760.9 kg / m 3
• Conductividad térmica media de la mezcla secundaria durante el recalentamiento = 0,581 1 W / (m K)
• Viscosidad dinámica media de la mezcla secundaria durante el recalentamiento = 9,858 × 10 −5  kg / (m s)
• Capacidad calorífica media de la mezcla secundaria durante el recalentamiento = 5.173 kJ / (kg K)

Geometría del generador de vapor

Es idéntico, sin embargo la sección de paso de la mezcla secundaria en calentamiento se reduce a la mitad, lo que se tiene en cuenta para estimar la velocidad de subida de la mezcla.

Coeficientes de intercambio elementales

Solo se ve afectado el coeficiente de intercambio de calor entre la mezcla secundaria durante el recalentamiento y la pared exterior de los tubos del haz. El uso de la misma correlación con los valores modificados de las características termodinámicas de la mezcla durante el recalentamiento, incluida la velocidad de flujo aumentada, da: = 10,68 kW / (m 2  K) hsmivsonoDaIrmi rmivshatuFFagramomi{\ displaystyle h_ {secundario ~ recalentamiento}}

Otras tecnologias

Los generadores de vapor tipo Babcock son de tubo recto y de un solo paso. Los generadores de las plantas VVER rusas tienen una disposición favorable de eje horizontal desde el punto de vista de la resistencia a los terremotos.

Algunos reactores de baja potencia también están equipados con generadores de vapor con tubos helicoidales de un solo paso.

Los generadores de vapor no nucleares alcanzan temperaturas de 450  ° C y presiones de 45 bares (45,10 5 Pa).

Mantenimiento

Los generadores de vapor están sujetos a una inspección obligatoria de diez años de acuerdo con las regulaciones de los aparatos de vapor.

Control de tubo

Los tubos de los generadores de vapor constituyen la segunda barrera de las centrales nucleares, aislando el fluido primario, en contacto con las barras de combustible , y el fluido secundario del circuito de vapor de agua.

Como resultado, se presta especial atención a verificar la estanqueidad de los tubos durante las interrupciones de la unidad.

El examen no destructivo de los tubos se realiza según el historial y según un “plan de muestreo” que permite controlar todos los tubos en 3 o 4 visitas.

Se utilizan diferentes procesos para comprobar los tubos: llenado de la parte "secundaria" con helio para comprobar su estanqueidad; uso de corrientes parásitas para medir el estado mecánico de los tubos.

Los tubos (en inconel 690) que presentan defectos, por ejemplo por corrosión o grietas , fuentes de fugas, están taponados (en su entrada y salida) para evitar que el fluido del circuito primario contamine el circuito secundario. El tapón es de metal macizo y está diseñado para ser fijado al tubo mediante dientes o ranuras que se incrustan en la pared de este último, pero desde 2008 EDF ha detectado al menos cinco anomalías en la instalación de los tapones. durante el mantenimiento de los reactores de parada, anomalías que ya han provocado “el desplazamiento de los tapones de los tubos” que potencialmente pueden afectar al generador de vapor. Estas anomalías “pusieron en duda el control de estas operaciones” . Desde entonces, se han corregido de acuerdo con EDF y ASN.

Esta es una operación mucho más complejo, pero el tubo también puede ser reparado (una operación llamada de enfundado durante el cual no se introducen manguitos fuera del tubo dañado, pero en el interior, la estanqueidad de ser adquirida por "  estampar  " robótico y controlados a distancia, varios" hidráulico expansión "sucesiva (por expansor) informó que la pieza de trabajo está recubierta de acero 18MND5 inconel 690 (solo el lado del circuito primario)
Así, mientras que un proyecto incluido en el segmento 5 de la central nuclear de Gravelines para reemplazar tres generadores de vapor, en 2016 EDF propuso continuar operando la unidad con sus Generadores de Vapor originales después de la prueba hidráulica del circuito primario y las llamadas reparaciones de "mangas" de los tubos del Generador para mantener la "integridad de la segunda barrera"). Era una primicia en Francia pero el grupo Westinghouse (que realizó esta operación en 2017) ya la había practicado en varias centrales de otros países (con 19.000 mangas ya instaladas en 15 años). En Francia, "todos los centros de producción nuclear en la gama de 1.300 MWe de EDF están potencialmente afectados"; EDF ha lanzado un mercado global para fundas. Otro proceso fue patentado en 1985, con el objetivo de crear un manguito metálico apretado en la zona de fuga, mediante un tratamiento de galvanoplastia húmedo de níquel.

Los tubos (varios kilómetros en cada vela mayor) están sujetos por placas espaciadoras para limitar su vibración. Recientemente, se ha demostrado un fenómeno de obstrucción del espacio restringido entre los tubos y las placas: los óxidos metálicos transportados en el agua secundaria tienden a depositarse en las áreas confinadas cuando el agua se vaporiza al contacto con el agua. Metal caliente. Cualquier obstrucción afecta negativamente al funcionamiento del generador de vapor a largo plazo; por lo tanto, ahora se trata (mediante limpieza química y / o agua a presión).

Incidentes

Los incidentes relacionados con el generador de vapor son bastante frecuentes en la industria nuclear:

• La 15 de febrero de 2000Se ha producido una gran fuga de vapor radiactivo debido a la rotura de una tubería en uno de los generadores de vapor del reactor n o  2 de la central nuclear de Indian Point (EE. UU.).
• De 2004 a 2007, algunos reactores de las centrales eléctricas de EDF sufrieron atascos de los generadores de vapor que tuvieron que resolverse para garantizar el funcionamiento seguro de estas plantas.
• Los tubos del generador de vapor rotos pueden provocar fugas radiactivas como en el incidente de enero 2012en la central nuclear de San Onofre (EE. UU.).
• La 31 de marzo de 2016, EDF informó a ASN del vuelco de un generador de vapor que se estaba manipulando en el edificio del reactor 2 de la central nuclear de Paluel (76).

Ventajas y desventajas

El vapor de agua es el modo de desplazamiento por excelencia de la energía térmica para potencias muy elevadas (muy buena potencia específica del vapor y tamaño ilimitado de la instalación para determinados usos).

Sin embargo, el vapor húmedo tiene inconvenientes: en las turbinas aumenta el desgaste de las palas y en el transporte de calor, aumenta las pérdidas de calor por contacto / conductividad térmica de los condensados ​​con las paredes. Los circuitos de vapor seco (también llamados sobrecalentados) son más complejos de operar (mayor presión y temperatura) pero no tienen estos inconvenientes.

Tocayos

El término "generador de vapor" también se utiliza para designar:

• el dispositivo que permite el funcionamiento del hammam moderno.
• una simple caldera de vapor
• Todos los dispositivos que permiten la adición de vapor en el horno de vapor.
• un humidificador para aire acondicionado

Notas

1. Hay dos tipos de vapores industriales: vapores calientes y vapores fríos. Este artículo trata de los generadores de vapor caliente utilizados en el campo de la energía. Para el generador de vapor frío, consulte generador de niebla
2. Ver el artículo sobre el reactor presurizado europeo
3. La tasa de vacío de la mezcla de vapor de agua que asciende en las columnas separadoras es alta. El término del motor creado por la diferencia en el peso de la columna de agua entre el retorno de agua y la emulsión en el haz es importante y el flujo de la emulsión de dos fases aumenta en los separadores de manera muy similar a un géiser.
4. Los modelos más recientes de generadores de vapor de tubo en U de varios fabricantes han aumentado en conjunto el volumen dedicado a la separación y secado del vapor
5. El caudal másico primario se toma igual al caudal volumétrico generado por la bomba multiplicado por la densidad del agua tomada a la temperatura del caudal que pasa por la bomba.
6. La temperatura del agua de alimentación es bastante alta debido a la optimización del ciclo de vapor en el lado de la turbina que incluye varios recalentamientos del agua de alimentación, la velocidad de circulación seleccionada asegura un recalentamiento adicional suficiente para proteger las piezas grandes de los choques térmicos. -muros de servicio de la SG
7. En el evaporador de tipo ordinario no hay división interna del haz en el lado secundario y la mezcla de dos fases circula libremente y se homogeneiza en temperatura sabiendo que una diferencia de temperatura local muy pequeña se compensa inmediatamente por condensación o ebullición del fluido. en la vecindad
8. La potencia térmica proporcionada por las bombas primarias (aproximadamente 20 MWth para 4 bombas) explica la diferencia entre este valor y la temperatura de entrada en el tanque. El 40% de la potencia eléctrica consumida por la bomba se comunica al fluido primario cuando pasa por la bomba, el otro 60% se comunica al fluido primario en todo el circuito en función de las caídas de presión.
9. Un cálculo más preciso requeriría tener en cuenta un bajo contenido de agua a la salida del generador: típicamente 0.3% - En la jerga de los caldereros decimos de una caldera que "ceba" si el vapor producido está cargado de humedad . Los modelos recientes de generadores de vapor han sido sometidos a refuerzo de las etapas de separación y secado que eliminan este defecto.
10. punto idéntico al modelo anterior Pipe
11. La distancia entre tubos y el istmo del material son idénticos al modelo anterior, pero el paso es triangular y ya no es cuadrado, lo que aumenta la compacidad de la viga.
12. Recordado en el artículo Flujo térmico
13. La correlación CHEN parece cubrir un amplio rango de presiones y temperaturas con un resultado promedio bastante estable entre los de la literatura técnica
14. Nótese que curiosamente el efecto de los depósitos en la pared secundaria de los tubos no es necesariamente negativo ya que en la zona evaporativa pueden favorecer la ebullición nucleada y mejorar el intercambio al menos en la primera fase de funcionamiento de las máquinas.

Referencias

1. [PDF] 5.980 tubos para el GV del EPR (página 17) Reactor EPR , Jacques Gollion, 23 de mayo de 2007
2. "  Estados Unidos: NuScale avanza para construir sus generadores de vapor helicoidales | toda la información de la Revue Générale Nucléaire | SFEN  ” , en www.sfen.org (consultado el 20 de marzo de 2018 )
3. Decreto del 02/04/1926 por el que se regulan los aparatos de vapor | AIDA
4. Anomalías en la instalación de tapones de tubos para generadores de vapor de reactores nucleares: ASN solicita a EDF investigaciones adicionales  ; 29/06/2009
5. Dhers J Conjuntos sin soldar en reactores nucleares . AREVA
6. EDF? CLi de Gravelines (2017) Centrado en una de las principales actividades de 2017 el revestimiento de tubos de generadores de vapor
7. Market Notice (EDF): Revestimiento de los tubos del generador de vapor de la central nuclear de EDF - etapa 1300 MWe. El contrato incluye la posibilidad de habilitación y realización de operaciones en obra de: - Revestimiento de tubos generadores de vapor, incluyendo ensayos no destructivos del manguito después de su instalación - END en servicio de conjuntos manguito-tubo . CPV: 42151000.2011 / S 32-053357 (Fuente TED)
8. Patente (1985) de Proceso de reparación de los tubos de un generador de vapor
9. ASN - 11 de enero de 2010: Historia de las operaciones de mantenimiento a gran escala realizadas por EDF en los generadores de vapor de sus centrales nucleares.
10. Anomalía genérica relativa a la alta tasa de obstrucción de los generadores de vapor de ciertos reactores en centrales eléctricas EDF - Nota informativa ASN del 18 de julio de 2007
11. Gen4 - 03/02/2012: Técnica: en San Onofre, algo "está mal" en los tubos del GV "Copia archivada" (versión del 24 de junio de 2018 en el Archivo de Internet )
12. "  Caída de un generador de vapor en el edificio del reactor 2 de la central de Paluel (76): ASN ordenó una inspección inmediata  " , en ASN ,1 st de abril de el año 2016(visitada 1 st de mayo de 2018 ) .

enlaces externos

• Cómo funcionan los generadores de vapor - IRSN
• Generadores de vapor: ¡fugas radiactivas en perspectiva! - Salir de la red nuclear ,Julio de 2012
• Kit de prensa de reemplazo de generador de vapor - EDF