1 Autorizada la entrega del proyecto del alumno/a: Alberto Oliver Gómez de la Vega EL DIRECTOR DEL PROYECTO Fernando Castro López Fdo.: ………………….. Fecha: ……/ ……/ …… Vº Bº del Coordinador de Proyectos José Ignacio Linares Hurtado Fdo.: …………………… Fecha: ……/ ……/ …… 2 A mis padres, por su apoyo incondicional A Guille y a Marta, por ser, por estar… 3 Índice: Parte I Capítulo 1 Memoria ............................................................................................. 9 Introducción ................................................................................ 10 1 Motivación del proyecto..................................................................................10 2 Objetivos ............................................................................................................11 3 Metodología / Solución desarrollada ............................................................11 4 Recursos / herramientas empleadas ..............................................................12 Capítulo 2 La energía nuclear....................................................................... 13 1 Introducción.......................................................................................................13 2 Futuro de la energía nuclear ...........................................................................15 3 Reacciones nucleares........................................................................................17 3.1 Reacciones de fisión ..................................................................................................... 17 3.2 Reacciones de fusión .................................................................................................... 18 4 La energía nuclear: alternativa energética....................................................19 5 Otras aplicaciones de la energía nuclear ......................................................22 5.1 Investigación ................................................................................................................. 23 5.2 Medicina ........................................................................................................................ 23 5.3 Industria......................................................................................................................... 24 5.4 Minería ........................................................................................................................... 24 5.5 Conservación del patrimonio histórico ..................................................................... 24 6 Centrales Nucleares..........................................................................................25 6.1 Disposición general y edificios ................................................................................... 25 7 Tipos de Centrales Nucleares.........................................................................28 7.1 Centrales de agua en ebullición, BWR....................................................................... 28 7.2 Centrales de agua a presión, PWR ............................................................................. 31 8 Evolución tecnológica de los reactores. Generaciones. .............................34 8.1 Generaciones I y II. ....................................................................................................... 35 4 8.2 Generación III................................................................................................................ 36 8.3 Generación IV................................................................................................................ 37 Capítulo 3 La Planta Joules Horwitz ......................................................... 39 1 Introducción.......................................................................................................39 2 Localización .......................................................................................................39 3 Objetivos del JHR.............................................................................................41 4 Características....................................................................................................42 5 Sistema primario de refrigeración.................................................................45 5.1 Condiciones de funcionamiento................................................................................. 45 5.2 Principales características del sistema de refrigeración del núcleo ....................... 45 5.3 Sistema de Refrigeración Primario (RPP).................................................................. 46 5.4 Disposición del circuito primario............................................................................... 47 Capítulo 4 Intercambiadores de calor......................................................... 50 1 Introducción.......................................................................................................50 2 Tipos de intercambiadores de calor ..............................................................50 2.1 Intercambiadores de doble tubo................................................................................. 50 2.2 Intercambiadores de carcasa y tubos ......................................................................... 51 2.3 Intercambiadores de flujo cruzado............................................................................. 52 2.4 Intercambiadores compactos ...................................................................................... 53 3 Diferencias y usos de los intercambiadores ................................................55 4 Selección del intercambiador de calor ..........................................................55 Capítulo 5 Dimensionamiento del intercambiador de calor ................... 58 1 Consideraciones generales..............................................................................58 2 Pre diseño termo-hidráulico ...........................................................................59 2.1 Introducción .................................................................................................................. 59 2.2 Componentes ................................................................................................................ 61 2.3 Coeficiente de transmisión de calor. Generalidades................................................ 63 2.4 Objetivo.......................................................................................................................... 65 2.5 Metodología .................................................................................................................. 65 2.6 Introducción al cálculo del Área de transferencia.................................................... 67 2.7 Factor de Suciedad ....................................................................................................... 68 2.8 Modelización del intercambiador de calor ............................................................... 69 5 2.9 Cálculo de la temperatura media logarítmica .......................................................... 72 2.10 Características del fluido ........................................................................................... 73 2.11 Cálculo de coeficientes de convección en el interior de los conductos circulares. ............................................................................................................................................... 74 2.12 Cálculo del coeficiente de convección exterior....................................................... 77 2.13 Determinación del coeficiente de transferencia global.......................................... 82 2.14 Cálculo del área de transferencia del intercambiador ........................................... 83 2.15 Coeficiente de transferencia de calo (HTRI) .......................................................... 84 2.16 Método de la Temperatura media logarítmica (HTRI) ......................................... 84 2.17 Coeficiente de transferencia de calor real (HTRI) .................................................. 86 2.18 Sobredimensionamiento con HTRI .......................................................................... 87 2.19 Comparación de resultados ...................................................................................... 88 3 Cálculo de las Caídas de Presión. ..................................................................89 3.1 Método Clásico ............................................................................................................. 89 4 Análisis de las Vibraciones.............................................................................93 4.1 Método Clásico ............................................................................................................. 93 4.2 Análisis vibracional mediante HTRI.......................................................................... 95 5 Parámetros de Entrada .....................................................................................96 6 Resultados (HTRI) ............................................................................................97 7 Desviaciones de las Especificaciones............................................................98 8 Consideraciones varias de diseño..................................................................98 9 Conclusiones del Análisis...............................................................................99 Capítulo 6 Pre diseño termo-mecánico ..................................................... 100 1 Introducción.....................................................................................................100 2 Alcance del diseño mecánico........................................................................102 3 Descripción General.......................................................................................103 4 Restricciones ....................................................................................................104 5 Códigos y estándares......................................................................................104 6 Propiedades de los Materiales......................................................................104 7 Cargas de Dimensionamiento ......................................................................105 7.1 Peso propio.................................................................................................................. 106 6 7.2 Cargas en toberas........................................................................................................ 106 7.3 Presión de diseño........................................................................................................ 106 7.4 Temperatura de diseño.............................................................................................. 106 8 Consideraciones de Presión..........................................................................106 8.1 Dimensionamiento del espesor del cilindro de revolución. ................................. 107 8.2 Diseño del espesor de las elipses de cerramiento .................................................. 110 9 Dimensionamiento del soporte....................................................................111 9.1 Introducción ................................................................................................................ 111 9.2 Metodología ................................................................................................................ 112 9.3 Peso del intercambiador ............................................................................................ 112 9.4 Aceleraciones de un sismo en el lugar considerado y frecuencia propia del intercambiador.................................................................................................................. 113 9.5 Dimensionamiento del soporte................................................................................. 115 Capítulo 7 Cálculo mediante el método de elementos finitos ............... 120 1 Introducción al método de elementos finitos............................................121 2 Introducción a ANSYS...................................................................................123 3 Tipos de elementos utilizados......................................................................125 4 Metodología de trabajo..................................................................................127 Capítulo 8 Conclusiones.............................................................................. 137 Capítulo 9 Futuros desarrollos .................................................................. 138 Bibliografía........................................................................................................ 139 Parte II Capítulo 1 Estudio económico........................................................................ 141 Análisis de viabilidad económica.......................................... 143 7 Glosario de Acrónimos: Acrónimo Descripción ABWR Advanced Boiling Water Reactor ASME American Society of Mechanicals Engineers BWR Boiling Water Reactor CRDHS Control Rod Drive Hydraulic System CRDS Control Rod Dive System DBA Design Basis Accident DOE Department of Energy DPV Depressurization Valves ECCS Emergency Core Cooling System EPRI Electric Power Research Institute ESBWR Economic Simplified Boiling Water Reactor ESF Essential Safeguards Feature FMCRD Fine Motion Control Rod Drive GDCS Gravity Driven Core Cooling System GE General Electric GFR Gas-Cooled Fast Reactor HCU Hydraulic Control Unit IC Isolation Condenser ICS Isolation Condenser System JHR Jules Horowitz Reactor LFR Lead-Cooled Fast Reactor LOCA Loss of Coolant Accident 8 MEF Método de Elementos Finitos MSR Molten SALT Reactor NBS Nuclear Boiler System PCC Passive Containment System PCCS Passive Containment Cooling System PWR Pressurized Water Reactor RCCV Reinforced Concrete Containment RPP Refrigeration Princpal Primary RPS Reactor Protection System RPV Reactor Pressure Vessel SBWR Simplified Boiling Water Reactor SCWR Supercritical-Water-Cooled Reactor SFR Sodium-Cooled Fast Reactor SRV Safety Relief Valve SRVD Safety Relief Valve Discharge SSE Safe Shutdown Earthquake VHTR Very-High-Temperature Reactor 9 Parte I MEMORIA 10 Capítulo 1 INTRODUCCIÓN El objetivo fundamental de este proyecto consiste en el pre diseño del circuito primario principal de un reactor avanzado de experimentación. Los intercambiadores están situados dentro del circuito primario de refrigeración y llevan a cabo la tarea de intercambiar el calor del núcleo del reactor para mantenerlo refrigerado en todo momento. El cálculo y análisis estructural del intercambiador se ha realizado analítica y numéricamente. El cálculo analítico utiliza expresiones obtenidas del código ASME, y RCC-MX además de ecuaciones experimentales, para determinar tanto el área de transferencia para asegurar la disipación de calor como los espesores requeridos para no sobre pasar las tensione admisibles. Este cálculo se divide en el análisis termo hidráulico y en el análisis termo mecánico. El análisis mediante métodos numéricos, llevado a cabo mediante el código ANSYS, permite determinar y validar los espesores de dimensionamiento así como verificar que los valores tensiónales producidos por cargas dinámicas están dentro de la tensión admisible. 1 Motivación del proyecto La producción de energía y el desarrollo de nuevas tecnologías son factores básicos para el desarrollo de la sociedad actual. Hay que procurar obtener el máximo rendimiento energético con el menor impacto medioambiental posible, en definitiva, tener siempre presente el desarrollo sostenible. Teniendo en cuenta los anteriores aspectos, la energía nuclear es una fuente de energía que hay que considerar en el futuro. En la producción de energía eléctrica mediante centrales nucleares se están llevando a cabo enormes avances tecnológicos, donde actualmente se están desarrollando los reactores nucleares de Generación IV. 11 Al hablar de energía nuclear no puede pasar desapercibido el concepto de la seguridad. La seguridad nuclear es sin duda el principal factor que hay que tener en cuenta a la hora del desarrollo de las centrales nucleares. Por ello, hay una motivación añadida en este proyecto, y es que además de estar dentro de un campo como el de la energía nuclear, se añade el poder estudiar y mejorar un importante elemento del sistema de seguridad de la central. 2 Objetivos El objetivo principal del presente proyecto consiste en estudiar y diseñar el circuito de refrigeración primario de un reactor avanzado además de llevar a cabo el pre dimensionamiento termo-hidráulico y termo-mecánico de los intercambiadores de calor del circuito primario. Se prestará atención a la selección de los intercambiadores de calor de dicho circuito, todo ello en el contexto de una nuclear experimental de última generación (JHR) Según lo expuesto, la parte principal de este proyecto se centrara en: Diseño de los intercambiadores de calor del circuito primario conforme al los código ASME y RCC-MX para componentes nucleares, realizando los planos correspondientes. Demostrar, mediante análisis numérico, la validez del diseño frente a diferentes análisis hidráulicos y termodinámicos. 3 Metodología / Solución desarrollada Para el pre-dimensionamiento termo hidráulico y termo-mecánico de los intercambiadores de calor de la JHR se ha procedido por una parte, al estudio de las características necesarias en los mismos. Una vez determinadas las características se ha procedido a un análisis termo hidráulico para determinar el área de intercambio nacesaria para cumplir con las especificaciones. Una vez hecho el análisis se ha procedido al cálculo de las caídas de tensión y vibraciones . 12 El método clásico se ha sometido a una comparativa con un programa especializado para la validación. Una vez validado el análisis termo hidráulico se ha procedido al predimensionamiento termo mecánico del intercambiador. Una vez más se ha comparado los resultados conseguidos mediante métodos numéricos para la validación del mismo. 4 Recursos / herramientas empleadas En este proyecto se han utilizado los siguientes programas: Auto-Cad: Para la elaboración de los planos. HTRI: Para el dimensionamiento termo-hidráulico. ANSYS: Como programa de elementos finitos (MEF). Código RCC-MX. 13 Capítulo 2 LA ENERGÍA NUCLEAR 1 Introducción Una de las cuestiones que va a determinar el futuro de la humanidad es sin duda la accesibilidad de recursos energéticos. Las actividades humanas van unidas inexorablemente al consumo energético, como la producción de materias primas, la realización de procesos industriales, la agricultura o el transporte. Actualmente el consumo anual de energía a escala mundial es de unos 14,5 a 16,5 billones de Watios (TW) para una población de unos 6.000 millones de personas. Puede preverse que dicho consumo crezca cinco veces (70-80 TW), alrededor del año 2060, año en el que la población mundial podría alcanzar los 10.000 millones de personas teniendo en cuenta el desarrollo que deben llevar a cabo multitud de países en vías de desarrollo o subdesarrollados. Hoy en día existe una situación que empieza a ser incomoda en los mercados internacionales de combustibles fósiles. El panorama internacional y los países poseedores de estas materias son en su mayoría inestables, en situación de conflicto o de posible conflicto, y a día de hoy, el aumento en los precios de estos combustibles se ha incrementado en más de un 40% en el último año, si bien en cuanto a la disponibilidad en los mercados internacionales de combustibles fósiles (carbón, petróleo, gas) todavía hay suficiente, los precios empiezan a ser poco razonables y la búsqueda de alternativas es una gran motivación para un número cada vez mayor de países. Además, lejos de avistarse el final de la crisis, una creciente dependencia exterior en los grandes consumidores (la Unión Europea, EE UU y Japón) y un fuerte aumento de la demanda en países en vías de desarrollo como China e India, podría provocar futuras crisis todavía más importantes de forma coyuntural. 14 Adicionalmente hay que considerar que una dependencia excesiva de los combustibles fósiles, produciría, a falta de nuevas tecnologías, emisiones masivas de CO2, principal causante del cambio climático y del aumento de la temperatura global del planeta según el “IV informe del IPCC”. También hay que tener en cuenta que a medio (incluso a corto) plazo las reservas de petróleo y de gas natural pueden menguar considerablemente, por lo que puede llegar a ser necesario una sobre explotación del carbón, cuya combustión presenta problemas de contaminación ambiental, como la lluvia ácida (debido a SOx y NOx) junto a las emisiones de CO2, provocando efectos muy negativos en el medio ambiente y en la salud. Estos efectos, cada vez más conocidos y estudiados, ya son objeto de restricciones en emisiones y residuos, con lo que la energía nuclear se presenta como una alterativa cuanto menos planteable. Desde el punto de vista de una planificación energética a medio plazo, parece razonable buscar alternativas que puedan ir sustituyendo paulatinamente a los combustibles fósiles, promoviendo el desarrollo de nuevas fuentes energéticas y procurando una mayor diversificación de los recursos, con lo que se reduciría la dependencia de los combustibles fósiles, anticipando problemas medioambientales de carácter irreversible de una manera económicamente viable. Aunque actualmente existen alternativas energéticas prometedoras, sobre la base de los recursos renovables, (hidráulica, solar, eólica, mareomotriz, geotérmica, biomasa, etc.), no proporcionan una solución total al problema energético a largo plazo, dado que todas las energías renovables tienen fuertes contrapuntos en la utilización de terreno, viabilidad económica e incluso contaminación de otros tipos. De este modo, la tecnología nuclear puede ofrecer una solución a gran escala, en una línea de evolución progresiva capaz de ir resolviendo sus inconvenientes actuales, que podría sustituir a medio plazo el uso masivo de combustibles fósiles. La energía nuclear tiene un amplio horizonte de 15 desarrollo a través de diversas modalidades de fisión (fisión térmica y fisión rápida), primero, y de fusión, después. Las centrales nucleares actuales no son más que una primera fase del desarrollo de esta tecnología que ha demostrado ya su viabilidad. Dentro del marco de investigación y desarrollo de la energía nuclear, no podemos obviar la necesidad de estudiar y comprender como algunos componentes se comportan bajo la exposición a radiaciones producidas por este tipo de energía. El comportamiento de los materiales expuestos a radiación utilizados en la industria nuclear y cómo cambian o se ven afectados bajo los efectos de la radiación propia de estas instalaciones es fundamental para continuar con la con el desarrollo de esta energía, ya que el conocimiento en todas las áreas de lo nuclear se hace imprescindible para resolver posibles problemas en el medio y largo plazo mientras se sigue desarrollando esta tecnología. 2 Futuro de la energía nuclear La consideración de los tres objetivos fundamentales que se presentan a la hora de definir toda política energética: la competitividad económica global, la seguridad en el aprovisionamiento de las fuentes primarias de energía, y la protección del medio ambiente, ha llevado a los países más desarrollados a la conclusión de que la energía nuclear de fisión debe seguir considerándose como una alternativa para el futuro, así como un escalón a recorrer en el proceso tecnológico que conduzca a nuevas fuentes de energía escasamente contaminantes y de manera específica, hacia la fusión nuclear. Es un hecho que la energía nuclear de fisión ha de mejorar su competitividad, como consecuencia de los procesos de “licencia” permanentemente abiertos, de los diseños “a la carta” de las centrales, y de la gestión de los proyectos dentro de un sistema eléctrico liberalizado. No obstante, existe en la industria el convencimiento firme de que tal objetivo puede ser alcanzado. La respuesta al problema consiste en: 16 flexibilizar el proceso de concesión de licencias, estandarizar el diseño, la construcción y la operación de las futuras centrales, e involucrar a suministradores altamente especializados en los resultados técnicos y económicos del proyecto. El proceso para el cambio, en estas líneas, ya se ha iniciado, y generalmente en esquemas de colaboración internacional, su resultado final debería ser la vuelta a la competitividad. Es evidente que Europa no va a estar a salvo de posibles crisis de carácter político o económico en determinadas zonas, de las que proceden porcentajes significativos y crecientes del suministro energético. Es más, países como España, con un nivel de autoabastecimiento decreciente - el 30% hoy, pero sólo el 15% si se descontase la energía nuclear - lo va a estar mucho menos [MART07]. Es un hecho que Europa está poco preparada para dar respuesta solidaria a una situación de crisis y no lo estará en mucho tiempo con garantías para los países más dependientes, sobre todo si la crisis es severa. Por ello, países como Francia o Reino Unido han elaborado ya un plan por el cual construirán reactores avanzados, mientras que en Países Bajos e Italia se están planteando la posibilidad de ayudar a construirlos en países del este de Europa. A la vista de los programas de desarrollo nuclear que se llevan a cabo en países de la OCDE (Organización para la Cooperación y Desarrollo Económico), se puede decir que el futuro de la energía nuclear estará basado a medio y largo plazo en los siguientes objetivos: • La mejora de la operación de las actuales centrales nucleares. • La implantación progresiva de los reactores avanzados. • El desarrollo de prototipos de reactores sub-críticos asistidos por acelerador. • El desarrollo de instalaciones experimentales de tecnología de fusión. La aplicación principal de la energía nuclear es la producción de electricidad en las centrales nucleares. Debido a la fusión del uranio, la 17 energía de las radiaciones emitidas produce una gran cantidad de calor que se aprovecha para la obtención de energía eléctrica. 3 Reacciones nucleares 3.1 Reacciones de fisión La fisión nuclear es una reacción en la cual al hacer incidir neutrones sobre un núcleo pesado, éste se divide en dos núcleos, liberando una gran cantidad de energía y emitiendo dos o tres neutrones [HERR07]. Fue descubierta por O. Hahn y F. Strassmann en 1938, al detectar elementos de pequeña masa en una muestra de uranio puro irradiada con neutrones. Figura 1. Reacción de fisión nuclear. El proceso de fisión es posible por la inestabilidad que tienen los núcleos de algunos isótopos de elementos químicos de alto número atómico (como el uranio 235), debido a la relación existente entre el número de partículas de carga eléctrica positiva (protones) y el número de partículas nucleares de dichos núcleos (protones y neutrones), bastando una pequeña cantidad de energía como la que transporta el neutrón que colisiona con el núcleo, para que pueda producirse la reacción de fisión. A su vez, los neutrones emitidos en la fisión de un núcleo pueden ocasionar nuevas fisiones al interaccionar con nuevos núcleos fisionables que emitirán nuevos neutrones y así sucesivamente. A este efecto multiplicador se le conoce con el nombre de reacción en cadena. La primera reacción de fisión en cadena sostenida la consiguió Enrico Fermi, en 1942, en la Universidad de Chicago. Cuando se consigue que sólo un 18 neutrón de los liberados produzca una fisión posterior, el número de fisiones que tienen lugar por segundo es constante y la reacción está controlada. En este principio están basados los reactores nucleares. Figura 2. Reacción en cadena de la fisión nuclear. 3.2 Reacciones de fusión La fusión nuclear es la reacción en la que dos núcleos muy ligeros, en general el hidrógeno y sus isótopos, se unen para formar un núcleo más pesado y estable, con gran desprendimiento de energía. Para que se produzca la fusión es necesario que los núcleos cargados positivamente se aproximen venciendo las fuerzas electrostáticas de repulsión. La energía cinética necesaria para que los núcleos que reaccionan venzan las interacciones se puede suministrar en forma de energía térmica o utilizando un acelerador de partículas. Figura 3. Reacción de fusión nuclear. 19 Para que tengan lugar estas reacciones, es necesario generar un plasma mediante un calentamiento que debe confinarse durante el mayor tiempo posible para que se produzca el máximo número de reacciones. La ganancia energética de la fusión consiste en que la energía necesaria para calentar y confinar el plasma sea menos que la energía liberada por las reacciones de fusión. Para conseguir estas reacciones en el laboratorio se emplean dos métodos: El confinamiento magnético por la aplicación de fuertes campos magnéticos exteriores, que permiten que los iones choquen entre sí debido a la energía cinética alcanzada por las altas temperaturas. El confinamiento inercial, que aprovecha la energía procedente de un láser o un haz de iones para obtener una elevada compresión de pequeñas cantidades de materia fusionable, consiguiendo, en un tiempo muy pequeño, las elevadas temperaturas necesarias para conseguir la fusión [HERR07]. 4 La energía nuclear: alternativa energética La disponibilidad de combustible en el sector nuclear está asegurada, a diferencia de los combustibles fósiles, por: - Reservas importantes de uranio a costes iguales o muy próximos a los actuales del mercado. - Mercado con una relación oferta-demanda favorable para el consumidor. - Países suministradores de uranio muy estables políticamente (Canadá, Australia, etc.). - Almacenamiento mucho más barato que para los combustibles fósiles, lo que permite un importante grado de independencia. Se mejora el equilibrio entre exportaciones e importaciones ya que el coste del combustible nuclear por unidad es energía producida es muy inferior al de los combustibles fósiles, por lo que el coste de las importaciones se reduce. 20 Por otra parte las reservas nucleares proporcionan disponibilidad de combustible a medio y largo plazo, mientras que las reservas de otros combustibles tienen horizontes muy cercanos de limitaciones de suministro y aún más cercanos de incrementos de costes, lo que dificulta su adquisición. Otro factor favorable para la energía nuclear es la estabilidad de precios, ya que la composición del coste del kWh (utilizando valores medios y a nivel internacional) para el caso del gas incorpora aproximadamente un 70% por el coste del combustible, en cambio en la energía nuclear rondaría el 19%. Por lo tanto, una subida en los precios del combustible afectaría muy seriamente al coste del kWh de gas, mientras que en el caso de la energía nuclear influiría en menor grado. También hay que tener en cuenta que el precio de mercado del kWh de la energía nuclear es un dato más “real” que el de otras energías, ya que incorpora en sus costes la mayor parte de las externalidades [HERR07], como el desmantelamiento de centrales, tratamiento de residuos, emisiones de gases y líquidos, etc. Por el contrario, en otras fuentes de energía, como puede ser el caso de las centrales térmicas convencionales, no incorporan aún el efecto de sus emisiones, en particular de las que producen el calentamiento del planeta (por lo que el coste tiene un mayor grado de variabilidad a corto plazo). Figura 4. Coste de producción. Todas las fuentes de energía deben ser utilizadas de forma que respeten la salud humana y el medio ambiente. Con respecto a las emisiones de gases las centrales nucleares no producen CO2, evitando la emisión de más de 2500 21 millones de toneladas de CO2 a nivel mundial, cantidad equivalente al 8% del total de emisiones en todas las actividades humanas. En la Unión Europea, la producción de origen nuclear evita la emisión de 800 millones de toneladas de CO2 cada año, cifra equivalente al mismo ahorro de emisiones que si se retiraran todos los coches que circulan por las calles de Europa. En España, evita anualmente la emisión de unos 60 millones de toneladas de CO2, equivalente a parar el 75% de los vehículos que circulan por el país. Hay que tener en cuenta otros factores que afecten a la naturaleza como es el caso del uso del suelo. Sus residuos sólidos son de un volumen muy bajo, del orden del 0,05% del volumen total de los residuos industriales generados en España. Los residuos están debidamente confinados y controlados en todo momento por instituciones oficiales. El uso del suelo, bien cada vez más escaso, presenta, como puede verse a continuación, diferencias espectaculares entere unas y otras plantas energéticas. Figura 5. Uso del suelo. Por otro lado, el coste a lo largo de toda la operación de una central nuclear tiene una parte dedicada a la inversión del 57% aproximadamente, frente al 22% de las centrales de ciclo combinado. De este modo, en el caso de las centrales nucleares, a través de la inversión se potencia la presencia de la industria y se fomenta el empleo. Dado el carácter de tecnología punta de la energía nuclear, los conocimientos, avances e I+D en campos como materiales especiales, nuevos equipos, nuevos métodos y técnicas, etc., se convierten en 22 patrimonio del conjunto del país y se posibilita su aplicación en diversas áreas de la industria. A continuación se muestran unos gráficos comparativos de los costes de generación de distintas fuentes de generación de energía eléctrica. Figura 6. Coste de generación en el futuro (Francia). Figura 7. Coste de generación en el Reino Unido. Los tres objetivos fundamentales a la hora de desarrollar una buena política energética son: competitividad económica global, la seguridad en el aprovisionamiento de las fuentes primarias de energía y la protección del medio ambiente. Por lo tanto, se puede decir que la energía nuclear es una excelente alternativa. 5 Otras aplicaciones de la energía nuclear En este apartado se pretende ofrecer una visión panorámica de la gran variedad de aplicaciones cotidianas de la energía nuclear. Los isótopos 23 constituyen un instrumento que puede cumplir algunas tareas de manera más eficiente que otros métodos. Algunas mediciones no podrían efectuarse sin el empleo de isótopos, ya que no se dispone de métodos alternativos. Las fuentes isotópicas resultan relativamente baratas, los instrumentos son fáciles de conseguir y su utilización es simple. Por ello, estas fuentes tienen gran aplicación en todos los campos de la ciencia y la industria. 5.1 Investigación Los trazadores han sido los instrumentos fundamentales para el esclarecimiento de los procesos biológicos; la información proporcionada por las moléculas marcadas en las distintas etapas del ciclo celular y el auxilio prestado por las técnicas de separación analítica, cada vez más refinadas, han hecho posible el conocimiento de los mecanismos básicos de los fenómenos biológicos. El número de ejemplos que se podrían poner de empleo de trazadores en investigación es prácticamente ilimitado; a título de ilustración, se puede citar el caso de la fotosíntesis, por la importancia que tuvo como investigación pionera en la década de los años 40, antes de consolidarse la moderna Biología Molecular (Watson y Cricks, 1953), donde no se acomete ningún estudio sin hacer uso de los trazadores. Otro ejemplo es la datación de objetos carbonosos. 5.2 Medicina En medicina nuclear, un radio-nucleído se administra a un paciente para investigar un fenómeno específico por medio de un detector especial, a menudo una cámara gamma, ubicada fuera del cuerpo. La importancia de la medicina nuclear puede apreciarse por el hecho de que uno de cada tres pacientes que acuden a un hospital, en un país industrializado, recibe los beneficios de algún tipo de procedimiento de medicina nuclear. 24 La mayoría de los procedimientos nucleares son de diagnóstico. Sin embargo, los radio-nucleídos administrados al paciente constituyen medios terapéuticos valiosos. 5.3 Industria La Industria ofrece un amplio campo de actividades para el empleo de las fuentes encapsuladas, ya sea en el control de calidad de las materias primas de procesos industriales (cementeras, centrales térmicas, refinerías petrolíferas, etc.), o en el control de calidad de productos fabricados en serie. También, la irradiación con fuentes intensas se considera como una operación unitaria de proceso para mejorar la calidad de determinados productos (plásticos especiales, esterilización de productos de "usar y tirar", etc.). 60 En Agricultura se hace uso de las fuentes de Co , y esporádicamente, de Cs 137 , para la conservación de alimentos, la esterilización de insectos, la irradiación de semillas para provocar la aparición de mutaciones, etc. También se emplean los trazadores radiactivos en el estudio de la absorción de nutrientes por las plantas y en la diagnosis de enfermedades infecciosas del ganado, etc. 5.4 Minería En Minería se presenta el problema de conocer las características de los estratos que atraviesa una perforación de sondeo; en particular, la composición elemental del estrato, su densidad, su radiactividad natural, etc., porque todos estos datos pueden indicar si un estrato reúne las condiciones favorables para albergar minerales o combustibles. Esta información se obtiene haciendo descender por la perforación sondas nucleares. 5.5 Conservación del patrimonio histórico Una solución puesta en práctica en algunos países para la conservación del patrimonio es la restauración de piezas deterioradas por impregnación 25 con un monómero y su posterior irradiación gamma, que produce la consolidación de la pieza por polimerización y la eliminación de los insectos xilófagos, hongos y demás especies mediante la esterilización que produce la radiación. Figura 8. Disponibilidad de la energía. 6 Centrales Nucleares 6.1 Disposición general y edificios Independientemente del tipo de reactor que se emplee, una Central Nuclear se compone de un número relativamente pequeño de edificios. En algunos casos, están distribuidos a lo largo de un espacio grande, con lo que es posible identificar cada uno a simple vista; sin embargo, la mayor parte de las veces forman un conjunto compacto que no se distingue mucho de una central convencional o de una planta industrial. 6.1.1 Recinto de Contención. Es el edificio más característico de una central nuclear. En su interior se albergan el reactor y, normalmente, todos aquellos elementos que contengan material de alto grado de radiactividad. En algunas centrales el edificio de contención engloba la zona de manejo de combustible. En general, los recintos de contención acostumbran a ser estructuras de 26 hormigón totalmente herméticas, sin puertas ni ventanas, de forma esférica o cilíndrica rematada en cúpula semiesférica o semielíptica. La estructura de la obra puede ser de hormigón armado, pretensado, o incluso de acero. Las paredes interiores van recubiertas de chapas de acero soldadas (piel de hermeticidad), que garantizan una mayor estanqueidad. La estructura de la contención puede ser de tipo simple o doble. Este edificio tiene que estar diseñado para cargas normales y para cargas debidas a potenciales accidentes, tanto internos como externos, así como las cargas de servicio (de construcción, de ensayo, terremoto básico de diseño, etc.). 6.1.2 Edificio de combustible En él se almacenan tanto los elementos de combustible nuevo como los ya agotados. Estos últimos se mantienen en un pozo o piscina llena de agua de donde sólo se extraerán llegado el momento de su gestión final. Dado que en este edificio se guardan materiales de alto grado de radiactividad, está sujeto a una serie de precauciones y normas de seguridad similares a la que rigen para el recinto de contención. De hecho, ambos recintos suelen estar comunicados directamente para permitir el paso de materiales radiactivos de uno a otro sin abandonar la zona controlada. 6.1.3 Edificio de turbinas Contiene el grupo o grupos de turbina-alternador y la mayoría de sistemas auxiliares de éste. En las centrales de gran potencia, equipados con varios grupos generadores, éstos se pueden agrupar en un mismo edificio. En el caso de que los condensadores de vapor se alimenten a partir de un río próximo, la toma de agua de refrigeración se hace aguas arriba de la central y el vertido algunos metros más abajo. Si no existe disponible cerca de la central ningún curso de agua abundante se pueden utilizar torres de 27 refrigeración, de aspecto muy característico. En dichas torres se pulveriza parte del caudal de agua de refrigeración del condensador, que se enfría, formándose un penacho blanco de vapor de agua en lo alto de la torre. 6.1.4 Edificio de salvaguardias y equipos auxiliares Estos edificios (uno o varios, según el tipo de central) contienen la mayoría de los sistemas de emergencia y seguridad para caso de avería en el reactor, así como los sistemas meramente auxiliares para las operaciones de recarga, puesta en marcha, etc. 6.1.5 Sala de Control Es el cerebro de la central. Desde allí se controlan todos los sistemas de la central. Las salas de control presentan a los operadores, a través de sus pantallas, la situación de la central en cada momento. 6.1.6 Otros Edificios Además de las mencionadas, en la central existen otras dependencias para tratamiento de agua, almacenamiento de desechos, oficinas, talleres y laboratorios, así como una zona destinada a parque eléctrico convencional, transformadores, interruptores, etc. Especial atención merecen los sistemas auxiliares de alimentación eléctrica. Durante la fase de funcionamiento normal, la corriente que consumen los equipos de la central se toma de la que generan sus propios alternadores. Pero para las operaciones de arranque, parada y emergencias es necesario disponer de fuentes de alimentación exteriores suficientemente fiables y que son redundantes. Normalmente, la central recibe energía eléctrica procedente de la red a través de líneas de transmisión independiente. Para casos de emergencia, dispone además de su propia planta de generadores accionados por motores Diesel. 28 Figura 9. Disposición general. De todos los tipos de centrales nucleares destacan las centrales nucleares que emplean agua ligera como refrigerante y moderador. Estas centrales han experimentado un gran desarrollo, y los dos tipos de reactores nucleares más destacados son: los de agua a presión, o BWR (Boiling Water Reactor) y los de agua en ebullición, o PWR (Pressurized Water Reactor). Entre estos dos tipos se incluyen el 90% de los reactores comerciales operativos en el mundo y a los que pertenecen el total de las centrales nucleares españolas. 7 Tipos de Centrales Nucleares 7.1 Centrales de agua en ebullición, BWR En este tipo de reactores, el principio de funcionamiento reside en que el agua que refrigera el combustible del reactor cambia de fase, hierve a su paso por el reactor, a una presión de unas 70 atmósferas [HERR07]. El vapor generado pasa por unos sistemas de separadores de agua y de secado y posteriormente a la turbina, sin necesidad de utilizar un generador de vapor (como sucede en el caso de reactores PWR). La vasija incorpora unos sistemas de recirculación de agua mediante bombas para garantizar una adecuada refrigeración del reactor. La Figura 13 nos muestra un esquema del funcionamiento básico de los reactores BWR. 29 Figura 10. Esquema de un reactor BWR. Debido a que no introduce elementos adicionales en el proceso de generación de vapor ya que es el propio reactor que actúa como caldera para la producción de calor, se puede decir, que el reactor de agua en ebullición se asemeja en gran medida a la concepción clásica de una central térmica. En la vasija de un BWR (Fig. 11) existe una recirculación de agua líquida (no evaporada) hacia la parte anular de la misma, alrededor del reactor, donde se mezcla con la proveniente del condensado. Esta mezcla es succionada por una corriente formada con el agua de la parte inferior de dicho espacio anular, entrando todo ello en el colector inferior, desde el cual penetra ascendiendo en el núcleo del reactor y entrando en ebullición, lamiendo verticalmente las vainas de combustible. La proporción de vapor es de aproximadamente el 13%, y tras su expansión por la turbina, se condensa y se restituye de nuevo a la vasija. Por otro lado, el 87% de agua líquida se re circula hacia el espacio anular exterior. 30 Figura 11. Vasija de un reactor BWR. Mediante la variación de la potencia impulsora de las bombas de recirculación se pueden modificar las condiciones de paso del refrigerante a través del reactor. Estas bombas son las que producen las corrientes de aspiración del agua que entra en el colector inferior y que, en función de la impulsión recibida, proporcionará diversos caudales para la refrigeración del núcleo. Al variar estas condiciones, nos permite también variar la potencia suministrada por el reactor, sin necesidad de manipular las barras de control. Esto es debido a que la potencia es función del número de fisiones producidas. Al aumentar o disminuir el caudal, disminuye o aumenta el número de burbujas en ebullición generadas, por lo que al disminuir la cantidad de burbujas aumenta la moderación de neutrones, y esto se traduce en un aumento de las fisiones del sistema, es decir, un aumento de la potencia. Otra forma de variar la potencia del reactor es mediante el movimiento de las barras de control mediante un sistema hidráulico, maniobrado desde el exterior. Estas barras de control presentan una particularidad en estas 31 centrales, y se debe a su colocación en el reactor. Están situadas en la parte inferior de la vasija debido a que el acceso al núcleo del reactor es imposible desde la parte superior de la vasija por la presencia de los separadores y secadores de vapor. El UO2 enriquecido es el combustible de este tipo de reactores y se encuentra envainado en tubos de aleaciones de zirconio, formando los elementos combustibles (ya descritos en apartados anteriores). El sistema de contención es otra de las características principales de los reactores BWR. Consta de un edificio de hormigón que constituye el blindaje biológico y dentro de él, la contención propiamente dicha, que es una construcción de acero de forma cilíndrica coronada por una figura semicircular. La función de este edificio metálico es retener a los posibles productos de fisión en caso de accidente, y dentro de él se alberga la vasija, las bombas de circulación, las válvulas de seguridad, el pozo seco, la piscina de relajación, etc. La piscina de relajación es un gran depósito de condensación para las descargas de vapor, que proviene de las válvulas de seguridad, durante los transitorios. Es también un sumidero de calor y una fuente de agua para la refrigeración del núcleo en caso de accidente de pérdida de refrigerante del reactor. 7.2 Centrales de agua a presión, PWR Al contrario que en los reactores BWR, donde el vapor se transfiere de forma directa del reactor a la turbina, en los PWR se necesita un generador de vapor. En el reactor de agua a presión el agua de refrigeración, que circula a gran presión, lleva la energía desprendida en el núcleo del reactor a un intercambiador de calor, donde se genera el vapor que alimentará al turbo-grupo [HERR07]. La característica básica es que el agua, que actúa como refrigerante y moderador del reactor, permanece líquida a su paso por el reactor. Debido a este diseño, el vapor que acciona la turbina tiene 32 que ser generado en un componente diferente, denominado generador de vapor. Este circuito está a menos presión que la del circuito primario, entendiendo por primario el conjunto de tuberías y componentes a través de los cuales pasa el refrigerante. Las condiciones de operación del refrigerante son de 150 atmósferas y 320 ºC a la potencia nominal. La Figura 12 muestra un sencillo esquema de las centrales PWR. Figura 12. Esquema de un reactor PWR. En la Figura 13 se observa el conjunto de elementos que componen el circuito primario. En el caso de los grandes reactores de potencia unitaria de 3000 MW térmicos, equivalente a 1000 MW eléctricos, está distribuido en tres o cuatro lazos que pasan por el propio reactor. 33 Figura 13. Circuito primario de una central nuclear PWR. Cada lazo tiene un generador de vapor y una bomba de recirculación. En el generador de vapor, el agua del primario cede su energía al agua del secundario, que entra en ebullición. El agua enfriada del primario retorna del generador de vapor al reactor mediante la impulsión de las bombas. Un elemento adicional y que sólo aparece en una de las ramas es el presionador, encargado de regular la presión de trabajo y controlar el nivel del circuito primario. El ciclo termodinámico se da lugar en el circuito secundario, donde se encuentran el generador de vapor (foco caliente), la turbina, el condensador, las bombas de condensado, y circuitos de calentadores y bombas de agua de alimentación, que llevan el fluido hasta las condiciones de trabajo. El generador de vapor consiste en un intercambiador de vapor, en el cual, el secundario sufre cambio de fase. La configuración más adoptada para el diseño del intercambiador es la de introducir el agua caliente del primario por la parte interna de unos tubos 34 de transmisión, por cuyo exterior viaja el fluido secundario que se transforma en vapor, el cual tiene un mayor volumen específico. El reactor se encuentra inserto en una vasija de acero con un espesor de 2530 cm aproximadamente y unas 400 Tm de peso. Está provista de una tapa unida por una brida a la vasija que puede retirarse para proceder a la recarga de combustible. El combustible ocupa el lugar inferior del espacio hueco de la vasija, mientras que en la parte superior se encuentran localizados los elementos guía de las barras de control. El refrigerante, mediante las bombas de recirculación, entra en la vasija del reactor por las bocas conectadas a las ramas frías del circuito primario. Una vez en la vasija, y tras bajar por la zona periférica del anillo de la vasija, llega a su espacio inferior y a partir de ahí sube verticalmente lamiendo las vainas del combustible, procediendo a su refrigeración. El refrigerante sale por la parte superior del núcleo, y se conduce a los generadores de vapor a través de unas tuberías. El reactor se controla mediante las barras de control y el ácido bórico disuelto en el refrigerante. Ambos son buenos absorbentes de neutrones y tienden a hacer menos reactivo el núcleo, con lo que la potencia del reactor dependerá de la concentración de boro y la longitud de las barras de control, llegando a ser posible su parada. Los elementos combustibles han de ser cambiados al final de cada ciclo de operación, que dura entre 12 y 24 meses, extrayendo los más gastados e introduciendo los elementos nuevos, también denominados frescos. 8 Evolución tecnológica de los reactores. Generaciones. Desde que en los años 40 Fermi lograra en Chicago la primera reacción de fisión en cadena, los reactores han estado en continua evolución. Esta evolución se puede agrupar en determinadas etapas, denominadas generaciones. La Figura 17 muestra un gráfico donde se aprecia la ubicación de cada generación en el tiempo. 35 Figura 14. Evolución cronológica de las generaciones de reactores. 8.1 Generaciones I y II. A la generación I pertenecen los primeros prototipos para uso comercial, construidos en Estados Unidos, Reino Unido, Canadá, Francia y la entonces Unión Soviética (a principio de los 50) y, poco después los demostradores, algo mayores, del orden de 500 MWe. Los suministradores nucleares mejoraron sus diseños, ofreciendo reactores de mayor potencia, combustible evolucionado, sistemas modernos de control y seguridad, redundancia de equipos y otras características que los hacían más seguros y fáciles de operar. Estos reactores constituyen la Generación II y a ella pertenecen casi todas las centrales actualmente en operación. Aparecieron en la década de los 70. Los titulares de las centrales son empresas responsables, públicas o privadas, que actúan en marcos regulatorios consolidados, y las centrales alcanzan rendimientos y factores de carga excelentes. Esta generación comprende más de 400 unidades en todo el mundo, con un total de más de 365 GWe. A esta generación pertenecen las centrales nucleares españolas. Tras los accidentes de Three Mile Island y Chernóbil se produjo una gran disminución de la actividad nuclear, debido al impacto en una opinión pública. Otro factor determinante del estancamiento nuclear en las 36 centrales de tipo 2 fue derivado de los problemas económicos, tales como el alargamiento de los plazos de construcción por litigios y moratorias, combinado con un escenario mundial de crisis económicas, una gran inflación y altos tipos de interés. Debido a todos estos factores comentados muchas centrales en construcción fueron canceladas y otras sufrieron interrupciones muy costosas. 8.2 Generación III Para evitar los problemas que habían contribuido al descenso de los años 80 y 90 en varios países se inicio un gran esfuerzo de optimización de la actividad nuclear. Los organismos reguladores hicieron hecho una importante simplificación de sus requisitos, estableciendo, en lo posible, normas comunes en los distintos países y se ha impuesto un sistema de certificación de normalización, para evitar que se produzcan conflictos posteriores sobre temas básicos de diseño. Los suministradores, por otro lado, emprendieron un esfuerzo muy intenso de rediseño, incrementando la modularización y sobre todo introduciendo en el diseño modificaciones relacionadas con fuerzas naturales, como la gravedad y la convección natural, funciones antes asignadas a sistemas y componentes activos, como bombas y motores. Con esto se elimina el porcentaje de fallo en el caso de que tengan que actuar estos elementos. Otros objetivos globales que se han conseguido en los reactores de esta generación son: un aumento de la simplicidad en las centrales, reducciones en las dosis de operación, disminución de la posibilidad de fusión del núcleo (de 5·10-5 años a 3·10-7), aumentar la disponibilidad y el tiempo de vida de la central a 60 años, alargar el ciclo del combustible y disminuir el volumen de los residuos entre otros [HERR07]. 37 Se ha conseguido que los reactores resultantes, llamados de Generación III, estén en su mayoría certificados. Constituirán la base de los programas nucleares de los próximos 25-30 años. A continuación se mostrarán algunos de los reactores que pertenecen a esta generación: los reactores EPR, de agua a presión de unos 1600 MWe, desarrollado por la franco-alemana Areva NP, el ABWR y el ESBWR desarrollados por General Electric, el AP-1000 de Westinghouse y el ACR700, de agua pesada desarrollado por la canadiense AECL. Actualmente están en construcción dos unidades del EPR de 1600 MWe en Finlandia y Francia; cuatro de ABWR de 1350 MWe funcionan ya en Japón y otros dos están en construcción avanzada en Taiwán. China iniciará en breve la construcción de cuatro unidades AP-1000 y existen numerosos planes de construcción de reactores de esta generación en varios países. Estados Unidos está realizando el programa más importante, cuya puesta en marcha puede construir la señal de salida para múltiples pedidos en muchos países. Los últimos avances en los reactores de esta generación se pueden incluir en otra etapa distinta, llamada Generación III+. 8.3 Generación IV Aunque para largo plazo se cumplan las necesidades de demanda con los reactores de Generación III, aparecen otras áreas de interés que los anteriores reactores no satisfacen. Y se tiene previsto que se produzca un gran despliegue nuclear que comenzará a partir de 2030, coincidiendo así con el fin de vida útil de numerosas centrales. A estos reactores se les conoce por los reactores de Generación IV. Las ventajas principales de estos reactores son las siguientes: • Sostenibilidad en cuanto a la seguridad de suministro a largo plazo, que implica el aprovechamiento integral de los recursos de combustible. 38 • Capacidad de hacer frente a un gran incremento de la demanda eléctrica sin aumentar las emisiones de gases que producen el efecto invernadero. Al generalizarse el uso del vector hidrógeno en el transporte y del calor para la desalación del agua del mar y aguas salobres. • No proliferación, se deberá asegurar que en las operaciones que se realicen en la central nuclear no se abra la posibilidad de desviación del plutonio para actividades bélicas. • Minimización y gestión segura de los residuos radiactivos de alta actividad, incluyendo la separación de actínidos e isótopos de larga vida y su posible transmutación a isótopos de vida más corta, en sistemas híbridos. En los futuros repositorios se llegará, después de unos pocos siglos desde el depósito de los residuos resultantes, a radio toxicidades semejantes a la del uranio natural [HERR07]. 39 Capítulo 3 LA PLANTA JOULES HORWITZ 1 Introducción Las plantas nucleares de experimentación son plantas especiales que permiten (sin producción de electricidad) un mayor conocimiento de la energía nuclear en general. Los reactores experimentales tienden a seguir una línea de investigación para el desarrollo de avances nucleares, pruebas de materiales, etc. 2 Localización En nuestro caso, la CEA (Comisariado de la Energía Atómica) ha planeado la construcción de un nuevo MTR (Material Test Reactor) llamado Jules Horowitz. Su emplazamiento estará en Cadarache, y su construcción está prevista para 2014 [IRIC07]. Figura 15. Localización Esta instalación está llamada a ser durante las próximas décadas la mayor infraestructura de investigación que dará apoyo a las plantas existentes y alargamiento de vida así como futuros desarrollos de nuevas generaciones [IRIC07] . 40 . Figura 16. Disposición dentro del complejo. El JHR es un reactor que tendrá un tanque tipo piscina con agua ligera como líquido moderador y refrigerante. Este reactor está diseñado para poder obtener un flujo neutrónico suficientemente relevante para poder experimentar con plantas de generaciones 2, 3, y 4. Incluso, este nuevo reactor está diseñado para extender sus habilidades más allá de la cuarta generación de reactores [IGOR05]. El reactor está preparado para ser flexible y adaptable, con un elevado flujo neutrónico, instrumentos para experimentos y diversos ciclos que pueden reproducir el ambiente de las distintas tecnologías con las que se experimente. 41 Figura 17. Planta JHR. 3 Objetivos del JHR Como objetivos principales podemos destacar [IGOR05]: • Un objetivo principal del JHR es la irradiación de materiales para observar su comportamiento y evolución simulando la irradiación a la que pueden estar sometidos. • Apoyar a las plantas existentes en operación, ayudando en seguridad, extensión de la vida, validez de la instrumentación, mejora de los combustibles… • Ayudar en la optimización de las plantas de generación 3 que se estarán en funcionamiento una parte importante del siglo XXI. • Apoyar el desarrollo y la cualificación de materiales y combustibles avanzados en las condiciones a las que luego se verán sometidos en nuevos reactores de fisión y de fusión. • Desarrollar la experiencia y ayudar a formar expertos a través del entrenamiento, que es la mejor manera de garantizar la seguridad y efectividad de la energía nuclear. 42 • Poder mantener y ayudar en la toma de decisiones futuras a los países de la comunidad europea relacionados con la construcción de nuevas plantas o el asesoramiento de nuevos conceptos. 4 Características El reactor JHR es un reactor de 110Mw de tipo piscina, el núcleo del JHR esta imbuido en una vasija presurizada de 740mm de diámetro interior, con un circuito primario de refrigeración de agua ligera con circulación forzada [IGOR05]. El circuito del reactor contará, por una parte, con el circuito primario y por otra parte el área de experimentación (300m^2 en cada nivel distribuidos en tres niveles), comunicados con el núcleo, desde donde se pueden activar el funcionamiento de 10 circuitos experimentales. Al lado de los bunkers que albergan algunos de estos circuitos, un laboratorio de análisis de fisión permitirá en tiempo real la caracterización del contenido de los fluidos quemados por las muestras de combustible. En comunicación con el edificio del reactor, los edificios auxiliares del reactor albergarán las piscinas, laboratorios, y células calientes indispensables para el funcionamiento del reactor y para el proceso de investigación. Figura 18. Sección de JHR. 43 Figura 19. Disposición de las células de la JHR. Este último, necesitará además, aparte de la célula para el alimentar el experimento de combustibles, dos células calientes más para la preparación, tratamiento de dispositivos experimentales antes y después de la irradiación. A demás, unas células denominadas Alpha servirán como compartimentos para observar los límites de operación de los combustibles (experimentos destinados a experimentar condicione de accidentes, para optimizar limites y márgenes de seguridad, que pueden derivarse de fallos en las muestras). La capacidad de investigación para combustibles degradados, hasta la posibilidad de su fusión, con capacidad de intervención de los refrigerantes es una mejora considerable, que eleva considerablemente la capacidad de reacción ante situaciones de de riesgo. El núcleo, de 600mm de alto, está refrigerado por agua y moderado por la misma. 44 Figura 20. Disposición del núcleo El combustible del reactor consiste en platos circulares concéntricos y en su cavidad central se pueden instalar tanto experimentos como una barra de control. Los elementos combustibles están imbuidos en una estructura de aluminio, de la que también pueden ser retirados para la colocación de experimentos. El núcleo está rodeado por un reflector, optimizando la irradiación y formando una región de alto flujo neutrónico y térmico. Figura 21. Disposición del núcleo El reflector está constituido principalmente por Berilio (metal ligero que puede servir para el control de neutrones y que tiene propiedades 45 reflectoras), seccionado para dejar canales a través del mismo. Los experimentos serán llevados a cabo en los bloques de berilio, o en sistemas de desplazamiento en los canales de agua. El diseño cumple con dos objetivos, un alto grado de flujo de neutrones rápido y una elevada potencia en el interior del núcleo. 5 Sistema primario de refrigeración 5.1 Condiciones de funcionamiento El sistema de refrigeración se ha diseñado para responder en las siguientes condiciones [BOYA06]: • Condiciones normales de operación (en marcha o en apagado). • Condiciones accidentales , como perdida de refrigerante o accidentes de flujo, pérdida de potencia en el suministro y accidentes radioactivos. 5.2 Principales características del sistema de refrigeración del núcleo Los elementos internos en la vasija interna están refrigerados por el sistema primario de refrigeración (RPP); este sistema contribuye al enfriamiento de los dispositivos experimentales dispuestos en la vasija del mismo [BOYA06]. Los dispositivos del reflector y sus estructuras están refrigeradas por el sistema primario del reflector (REP) que opera corriente abajo y está dividida en dos conductos abiertos a la piscina; los objetivos MOLFI (TC99m producción) están refrigerados por uno de los conductos mientras que el otro refrigera los dispositivos experimentales, los bloques de berilio y estructuras internas del reflector; la piscina del reactor esta también refrigerada por este sistema. Los sistemas de refrigeración particulares pueden estar también conectados a los dispositivos experimentales 46 Los sistemas secundarios (RSS, RSE, RSD) y terciarios de refrigeración (RST) están asociados con los sistemas previos [IGOR05]. El calor residual es eliminado del reactor hacia la piscina por el sistema de refrigeración de emergencia que provee al mismo de circulación forzada a través del núcleo mientras el sistema primario está apagado. El calor residual es eliminado del reflector hacia la piscina por convección natural si se estropea la circulación forzada, La piscina del reactor esta refrigerada por un sistema de enfriamiento de emergencia (RUS) 5.3 Sistema de Refrigeración Primario (RPP) El diseño termo hidráulico del sistema primario está muy relacionado con el diseño del núcleo y con el rango experimental necesario. Las mayores necesidades y restricciones son [BOYA06]: • El “hot spot factor” (razón entre el valor máximo permisible de temperatura en un punto del reactor y el valor nominal de la temperatura en el mismo punto) debe poder variarse en el núcleo en función de la disposición de los flujos dispuestos. • El factor de punto caliente que controla el flujo primario permite cubrir un amplio espectro experimental. El valor del “hot spot factor” es 2.9 excluyendo las incertidumbres derivadas de la fabricación del combustible. • El “hot chanel factor” (la relación entre la variación de entalpía máxima y la variación de entalpía media en un canal de combustible) impone un flujo requerido a los demás canales del núcleo. La velocidad límite es de 18 m/s. • El diseño neutrónico requiere una pequeña sección de transferencia para elementos de agua en el combustible. • Los estudios termo hidráulicos durante operación normal o operación en condiciones de accidente demuestran que un flujo 47 de 220m3/h por elemento son suficientes para disipar la potencia dentro del tanque de 110MW. • Los estudios del flujo necesario han calculado el flujo total en 8500m3/h. • La caída de presión en el núcleo es de 7.8 bares para la configuración inicial, cuyo elevado valor es debido a la combinación de un área pequeña para el flujo y una alta necesidad de del mismo. • La caída de presión en el circuito está además, condicionada por los elementos externos al núcleo, que aumentan considerablemente la caída de presión. La presión de salida del núcleo es de alrededor de 5 bar y se necesitan acumuladores para incrementar el nivel de presión. 5.4 Disposición del circuito primario El circuito primario de refrigeración queda representado en la figura 22 [BOYA06]. Figura 22. Circuito primario de refrigeración. 48 Como podemos ver en la figura 22, el circuito primario está compuesto de tres líneas en paralelo, cada línea con sus correspondientes intercambiadores, bombas y válvulas de seguridad. El hecho de que sen tres los circuito en paralelo de intercambiadores/bombas con una valvula de seguridad aguas debajo de las bombas hace que el diseño sea mas seguro y robusto frente a accidentes o incidentes transitorios (especialmente al fallo de la bomba). El número de líneas en paralelo ha sido elegido por su relacion tecnicaeconómica, que es óptima. Si se hubieran puesto menos de tres líneas, las bombas deberían haber sido sobredimensionadas, y más de tres líneas no hubiera incrementado significativamente la seguridad de la instalación a pesar de haber incrementado el coste de manera considerable [BOYA06]. Los volantes de inercia de las bombas permiten una continuidad al sistema de refrigeración de emergencia del núcleo en caso de pérdida de potencia. Unas válvulas operadas manualmente aguas arriba y abajo del núcleo permiten una refrigeración del núcleo por convección natural en caso de un apagón. Las líneas de succión conectadas aguas arriba de cada bomba evitan la cavitación durante los transitorios y mantienen el nivel de agua del sistema primario en caso de rotura de alguna tubería. Los pequeños by-pass instalados en la válvula de seguridad en una de las líneas de succión provee una manera de tener presión disponible preferentemente en el sistema primario (1.7bar) y permite monitorizar la transferencia de agua entre el primario y la piscina del reactor. 49 Figura 23. Disposición de los intercambiadores La localización de los intercambiadores de calor, aguas arriba de las bombas, minimiza la caída interna de presione en estos componentes y como consecuencia en el sistema secundario, que se mantiene a una presión superior a la del primario. Como veremos más adelante se ha elegido un intercambiador de carcasa y tubos. La colocación aguas arriba de los intercambiadores de calor también incrementa el efecto de auto-presurización en casi de un fallo en las bombas debido al incremento de flujo en las líneas que no están afectadas por el fallo. 50 Capítulo 4 INTERCAMBIADORES DE CALOR 1 Introducción Los intercambiadores tienen como función el intercambio de calor entre dos fluidos que están a distinta temperatura y evitando que se mezclen entre sí. Encontramos multitud de aplicaciones en la vida diaria tales como los radiadores de una casa, el circuito de refrigeración de cualquier coche… Una parte fundamental de este proyecto consiste en la adecuada elección del intercambiador de calor. Para ello daremos una pasada general a los diferentes tipos de intercambiador más habituales en el mercado para luego justificar la elección del que será construido en las instalaciones de Cadarache. 2 Tipos de intercambiadores de calor Hay diversas maneras de clasificar los intercambiadores de calor, pero la mayoría de las veces esta clasificación se establece con arreglo al flujo y al tipo de construcción. Siguiendo esta clasificación, encontramos intercambiadores de calor clasificados en 4 modalidades. • Doble Tubo • Carcasa y Tubo • Flujo Cruzado • Compacto 2.1 Intercambiadores de doble tubo Este intercambiador es el más sencillo. Dos tubos concéntricos de diámetros diferentes contienen respectivamente el fluido frio y el fluido caliente de acuerdo al tipo de flujo, podemos encontrar que el flujo de los 51 fluidos es paralelo, donde los fluidos caliente y frio entran por el mismo extremo, fluyen en la misma dirección y salen por el mismo extremo. En contra-flujo, los fluidos entran por extremos opuestos, fluyen en direcciones opuestas y salen por extremos opuestos [INCRO96]. Como podemos ver en las imágenes Figura 24, en un intercambiador de calor en flujo paralelo la temperatura de salida del fluido frio nunca puede ser superior a la temperatura de salida del fluido caliente, mientras que en un intercambiador de calor en contra-flujo la temperatura de salida del fluido frío puede ser superior a la temperatura de salida del fluido caliente. El caso límite se tiene cuando la temperatura de salida del fluido frío es igual a la temperatura de entrada del fluido caliente. La temperatura de salida del fluido frío nunca puede ser superior a la temperatura de entrada del fluido caliente. Figura 24. 2.2 Intercambiadores de carcasa y tubos Es el tipo más común de intercambiador de calor en las aplicaciones industriales. Este tipo de intercambiadores están compuestos por gran cantidad de tubos (a veces varios cientos) contenidos en un casco. Los 52 tubos se disponen con sus ejes paralelos al eje del casco. La transferencia de calor tiene lugar a medida que uno de los fluidos se mueve por el interior de los tubos mientras que el otro se mueve por fuera de éstos, por el casco. Este tipo de intercambiadores se clasifican por el número de pasos por el casco y por el número de pasos por los tubos. La configuración más simple implica un solo paso por tubos y coraza. Normalmente se instalan deflectores para aumentar el coeficiente de convección del fluido del lado de la coraza al introducir turbulencia y una componente de la velocidad de flujo cruzado [INCRO96]. Figura 25 2.3 Intercambiadores de flujo cruzado En esta configuración los fluidos suelen moverse en direcciones ortogonales entre sí. Esta configuración de flujo recibe el nombre de flujo cruzado. El flujo cruzado se clasifica a su vez en mezclado (uno de los fluidos fluye libremente en dirección ortogonal al otro sin restricciones) y no mezclado (se disponen una placas para guiar el flujo de uno de los fluidos). En la figura siguiente se muestran esquemas de ambos tipos de flujo: 53 Figura 26 Para el haz de tubo sin aletear, el movimiento del fluido, se dice que está mezclado ya que la temperatura no cambia en la dirección transversal, siendo función exclusiva de la dirección del flujo principal. Dado que el flujo dentro de los tubos esta sin mezclar, ambos fluidos se dicen que están sin mezclar en el intercambiador aleteado, mientras que un fluido está mezclado y el otro sin mezclar en el intercambiador no- aleteado. Es importante destacar que la condición de mezclado y sin mezclar del intercambiador influencia significativamente el funcionamiento del intercambiador de calor [WALK89]. 2.4 Intercambiadores compactos Son intercambiadores diseñados para lograr una gran área superficial de transferencia de calor por unidad de volumen. Para esta clasificación hayamos la razón entre el área superficial de transferencia de calor y su volumen, hayamos la densidad de área b. Un intercambiador con b > 700 m2/m3 se clasifica como compacto. Estos dispositivos tienen complejos arreglos de tubos con aletas o placas y se usan normalmente cuando al menos uno de los fluidos es un gas, y en consecuencia se caracteriza por un coeficiente de convección pequeño. Los tubos pueden ser planos o circulares y las aletas pueden ser de placa o circular. Los intercambiadores de calor de placas pueden ser con aletas o corrugadas y se pueden usar en modos de operación de un solo paso o multipaso [INCRO96]. Los pasos de flujo asociados con intercambiadores de calor compacto son normalmente pequeños (Dh< 5mm) y el flujo es por lo general laminar. Ejemplos de 54 intercambiadores de calor compactos son los radiadores de automóviles, los intercambiadores de calor de cerámica de vidrio de las turbinas de gas, el regenerador del motor Stirling.... Figura 27 En la tabla podemos apreciar una escala del tamaño y usos más habituales de los intercambiadores de calor compactos más habituales. Figura 28 Por ejemplo, un intercambiador de carcasa y tubo típico con tubos de 25,4mm de diámetro, es comúnmente utilizado en los condensadores de las plantas de generación de potencia, poseen un valor de b = 130 m2 /m3. Por otra parte, los radiadores de los nuevos automóviles con 5,5 aletas/cm (14 aletas/pulgada) se clasifican como intercambiadores de calor compacto dado que poseen b = 1100 m2 /m3 equivalente a tubos de 3mm de diámetro. Curiosamente los pulmones humanos son dispositivos de 55 transferencia de calor y masa extraordinariamente compactos ya que poseen un valor de b = 17500 m2 /m3 equivalente a tubos de 0,19mm de diámetro. 3 Diferencias y usos de los intercambiadores Habitualmente los distintos tipos de intercambiadores suelen estar mejor adaptados a unas determinadas tareas o características de los fluidos cuyo calor tienen que intercambiar, así, un intercambiador de carcasa y tubos suele ser más apropiado para disipar grandes potencias en ciclos industriales donde la se demanda una alta temperatura y/o una presión significativa y un intercambiador compacto son de uso frecuente en fluidos de baja viscosidad, además, este tipo de intercambiadores suelen estar desarrollados para aplicaciones muy específicas. Existen multitud de modelos distintos y no hay una metodología común a todos ellos [WALK89]. Los intercambiadores de doble tubo son muy comunes. Son flexibles y fáciles de montaje y mantenimiento. La cantidad de superficie útil de estos es fácil de modificar para adaptar el intercambiador a cambios en las condiciones de operación. También permiten modificar su estructura con relativa facilidad y sus repuestos son fácilmente intercambiables. Se suelen utilizar cuando un fluido es un gas, o un líquido viscoso, o su caudal pequeño, mientras que el otro es un líquido de baja viscosidad o con alto caudal. Son muy utilizados en procesos frigoríficos. Los intercambiadores de flujo cruzado se utilizan comúnmente en procesos de enfriamiento o calentamiento de aire o gas. 4 Selección del intercambiador de calor A la hora de seleccionar un intercambiador de calor existen varios factores que influyen y que debemos tener en cuenta para realizar una adecuada selección. • Flujo de calor 56 • Tamaño y peso • Caída de presión • Economía Obviamente, a la hora de elegir un intercambiador de calor hay que saber a que lo vamos dedicar, en función del uso deberá tener unas determinadas características. Lo primero a determinar es el espacio del que disponemos en la instalación y del peso que la misma aguanta, ya que en multitud de ocasiones son el espacio y el peso los que determinan el tipo de intercambiador que podremos utilizar. Una vez visto las limitaciones de espacio habremos de ver si el intercambiador que vamos a instalar tiene otra serie de restricciones impuestas por los códigos aplicables (en caso de que existiesen), tales como caída de presión máxima admitida. Una vez estudiadas el resto de limitaciones pasaremos a buscar el mejor compromiso entre las necesidades físicas del intercambio y la mayor economía posible. La elección del intercambiador de calor para esta instalación ha sido relativamente sencilla, llegando a la conclusión que el mejor tipo de intercambiador sería uno de carcasa y tubos por varios motivos. • Por una parte, el gran conocimiento en este tipo de aplicaciones se tiene. El uso masivo de intercambiadores de calor de carcasa y tubos en aplicaciones industriales proporciona una fuente estadística y empírica muy extensa y fiable. Además se cuenta con programas informáticos de reconocido prestigio como el HTRI o el TEMA para el análisis y pre diseño. • Otro factor determinante es la robustez de este tipo de intercambiadores, siendo muy adecuados para instalaciones donde la seguridad es imperativa. Su diseño permite además una limpieza e inspección que otros intercambiadores no permitirían con tanta facilidad. 57 • El precio es asimismo uno de los factores importante, ya que si bien, el coste en este caso no es el elemento fundamental, nunca deja de ser importante en una gran inversión. Debido a que la fabricación del intercambiador es única por sus características, el hecho de que su diseño sea fácilmente modelable implica una ventaja más con respecto a otros. • Este tipo de intercambiadores es el que se usa habitualmente en el intercambio liquido-líquido como es el caso. Si el intercambio fuese líquido-gas, podríamos encontrarnos con una problemática distinta que pudiera tener otra resolución más ventajosa. 58 Capítulo 5 DIMENSIONAMIENTO DEL INTERCAMBIADOR DE CALOR 1 Consideraciones generales El diseño de los intercambiadores de calor podemos dividirlo en dos partes distintas que están interrelacionadas • El diseño termo hidráulico. • El diseño termo mecánico. El diseño termo hidráulico tiene que ver con la transferencia de calor, es decir, con que el funcionamiento del intercambiador es correcto, asegurándose de que el área de intercambio es la correcta para el intercambio. Esto incluye el estudio de las deposiciones producidas por el uso del intercambiador y que se quedan en las superficies del mismo. Los efectos de los fluidos son también importantes. La transferencia de calor entre fluidos lleva aparejada fricción derivada de la viscosidad que estos tienen. Los efectos viscosos se traducen en caídas de presión entre la entrada y la salida. Para poder compensar esta caída de presión, el fluido debe estar impulsado, para lo que necesitamos un trabajo mecánico que implica un coste. Es por ello, que el dimensionamiento termo hidráulico es fundamental para determinar la geometría, eliminando fricciones innecesarias y minimizando la caída de presión para tener un intercambiador óptimo. 59 2 Pre diseño termo-hidráulico 2.1 Introducción El intercambiador más sencillo que consta de dos tubos concéntricos, no es adecuado cuando el gasto másico es elevado. Si se utilizan varios tubos concéntricos en paralelo, el peso del material de los tubos que se necesita se haría tan grande, que es mucho más económico el construirlos formando un conjunto de carcasa y tubos, de forma que se utiliza una carcasa común para muchos tubos; éste intercambiador, debido a que funciona con un solo paso de fluido en el lado de la carcasa y un solo paso de fluido en el lado de los tubos se denomina intercambiador 1-1, Figura 29. Figura 29 En este tipo de intercambiador, uno de los fluidos circula por el interior de los tubos, mientras que el otro fluido se ve forzado a circular entre la carcasa y la parte exterior de los tubos, normalmente a ellos. Cuando las temperaturas TC del fluido del lado caliente y TF del fluido del lado frío son variables de un punto a otro, a medida que el calor va pasando del fluido más caliente al más frío, la velocidad de intercambio térmico entre los fluidos también variará a lo largo del intercambiador, porque su valor depende, en cada sección, de la diferencia de temperaturas entre los fluidos caliente y frío. 60 En un flujo paralelo en equicorriente, la temperatura final del fluido más frío nunca puede llegar a ser igual a la temperatura de salida del fluido más caliente. Sin embargo, en un flujo en contracorriente, la temperatura final del fluido más frío (que es el que se calienta) puede superar la temperatura de salida del fluido más caliente (que se enfría), puesto que existe un gradiente de temperaturas favorable a todo lo largo del intercambiador de calor [ICML04]. En un intercambiador en contracorriente, los coeficientes de transmisión de calor del lado de la carcasa y del lado de los tubos deben ser del mismo orden de magnitud y ser grandes para obtener un coeficiente global satisfactorio. La velocidad y turbulencia del líquido del lado de la carcasa son tan importantes como las del líquido del lado de los tubos. Para evitar el debilitamiento de las placas tubulares es preciso mantener una distancia mínima entre los tubos, por lo que no resulta práctico colocar los tubos tan juntos que la sección libre para el flujo del fluido por el exterior de los tubos sea tan pequeña, como la del interior de los mismos [ICML04]. Si las dos corrientes son del mismo orden de magnitud, la velocidad del lado de la carcasa es menor que la del lado de los tubos; por esta razón se instalan placas deflectoras con el fin de disminuir la sección de flujo del líquido del lado de la carcasa y obligarlo a circular en dirección cruzada a la bancada de tubos en vez de hacerlo paralelamente a ellos; de esta forma se consigue un coeficiente de transferencia de calor más elevado en flujo cruzado, que en circulación paralela a los tubos. El flujo pasa perpendicularmente a los tubos, circulando hacia abajo en la primera sección, hacia arriba en la segunda, y así sucesivamente; la turbulencia adicional que se crea mediante este tipo de flujo aumenta el coeficiente de transmisión de calor del lado de la carcasa. 61 2.2 Componentes Los intercambiadores de calor de carcasa y tubos suelen tener los siguientes elementos [ICML04]: Las pantallas, (placas deflectoras), son discos circulares de una plancha metálica a los que se ha cortado, para estos intercambiadores, un cierto segmento circular, como muestra la figura 30, de forma que la altura de este segmento sea igual a la cuarta parte del diámetro interior de la carcasa, por lo que las placas deflectoras así obtenidas se denominan placas del 25%, viniendo perforadas para recibir los tubos; para evitar fugas, o hacer que estas sean mínimas, las holguras entre las placas y la carcasa, y entre las placas y los tubos deben ser pequeñas. Este tipo de construcción resulta práctico solamente para carcasas pequeñas. Los tubos se fabrican en todos los metales corrientes con un determinado diámetro exterior y un definido espesor de pared. Los tubos se disponen según una ordenación triangular (tresbolillo) o rectangular (regular); cuando el lado de la carcasa tiene gran tendencia a ensuciarse no se utiliza la disposición triangular por cuanto los espacios entre tubos son de difícil acceso, cosa que no sucede en la disposición cuadrada, que a su vez provoca una menor caída de presión en el lado de la carcasa que la disposición triangular. Las normas TEMA especifican una distancia mínima de centro a centro de los tubos de 1,25 veces el diámetro exterior de los mismos para la disposición triangular y una anchura mínima de las calles de limpieza de 1/4 de pulgada para la disposición cuadrada. La carcasa tiene un diámetro normalizado; la distancia o espaciado entre placas no debe ser menor de 1/5 del diámetro de la carcasa ni mayor que el diámetro interior de la misma. Los tubos se unen a la placa tubular acanalando los orificios y acampanando en su interior los extremos de los tubos mediante un mandril cónico rotatorio que fuerza al metal del tubo más allá de su límite elástico, de forma que 62 el metal se introduce en las acanaladuras; en los intercambiadores que van a trabajar a presiones elevadas, los tubos se sueldan a la placa tubular. Figura 30. Pantallas con orificios Figura 31. Pantallas con disco y anillo. Figura 32. Pantallas en forma de segmentos En general, el intercambiador de calor de carcasa y tubos tiene unas placas (cabezales) en donde se fijan los tubos por ambos extremos, mediante soldadura u otro tipo de fijación; este tipo de construcción 63 tiene un bajo costo inicial, pero sólo se puede utilizar para diferencias pequeñas de temperatura entre el fluido caliente y el frío, puesto que no se ha hecho ninguna previsión para evitar las tensiones mecánicas de origen térmico debidas a la dilatación entre los tubos y la carcasa. Otra desventaja consiste en que el montaje del haz de tubos no se puede desmontar para su limpieza; estos inconvenientes se solucionan fácilmente haciendo que una de las placas de tubos esté fija, mientras (que la otra se sujeta mediante pernos a un cabezal flotante que permite el movimiento relativo entre el haz de tubos y la carcasa; la placa de tubos flotante está sujeta con mordazas entre la cabeza flotante y unas bridas, de modo que es posible retirar el haz de tubos para su limpieza. 2.3 Coeficiente de transmisión de calor. Generalidades Para determinar la transferencia de calor por unidad de tiempo, y admitiendo que el calor cedido por un fluido es totalmente absorbido por el otro, (no hay pérdidas térmicas), se puede hacer el siguiente balance de energía: Si se toma a ambos lados de la pared un elemento de superficie dA, en una misma sección transversal se puede suponer que ambos fluidos toman las temperaturas TC y TF en estos elementos diferenciales. Haciendo ∆T = TC - TF es evidente que la cantidad de calor que pasará del fluido caliente al fluido frío, por unidad de tiempo es: 64 Figura 33. Distribución de temperaturas en intercambiadores de calor con flujos en contracorriente y de un solo paso de tubos Si se define un parámetro φ adimensional de la forma: que va a intervenir directamente a lo largo del proceso, y teniendo en cuenta que: Se obtiene: Integrando la ecuación queda: Luego: 65 Cuando el coeficiente global de transmisión de calor U varíe mucho de uno a otro extremo del intercambiador, no es posible representarle por este valor; si se admite que U varía linealmente con la diferencia de temperaturas ∆T se puede poner [ICML04]: En nuestro caso, despreciaremos la variación de coeficiente de transferencia global por considerar que una variación de 10ºC en el fluido no es suficiente para que afecte en exceso a la solución. 2.4 Objetivo Esta parte contiene toda la información requerida para verificar que el pre diseño termo hidráulico del intercambiador del “Joules Horowitz Reactor Primary Circuit” y de los tubos de intercambiador. 2.5 Metodología En base a resultados empíricos de estas aplicaciones se ha procedido a asegurar un margen de seguridad para estar siempre dentro de los límites marcados por el cliente. En nuestro caso se ha usado un sistema de cálculo denominado HTRI del que luego hablaremos. En cualquier caso, desde el punto de vista académico se ha procedido al cálculo del coeficiente de transferencia global habiendo previamente calculado los coeficientes 66 convectivos del lado de la carcasa de los tubos de distintas formas que se determinan a continuación. El cálculo del área de intercambio es el objetivo fundamental de este apartado del proyecto, ya que esta parte determinará en gran medida los dimensionamientos en el interior del intercambiador de calor. Inicialmente se ha procedido al cálculo tanto del área como al número de tubos para asegurar la correcta evacuación del calor del núcleo, con un coeficiente de seguridad del 25% para los cálculos teóricos, considerando un margen del 10% por especificaciones del cliente y un 5% por suciedad y una peor transmisión de calor debido a errores no contabilizados (como por ejemplo el factor de suciedad) y un 10% adicional para asegurar que el dimensionamiento estará dentro de los márgenes de diseño. Este margen esta contrastado con el margen empleado con el cálculo mediante HTRI. Una vez hallados todos los dimensionamientos mediante las ecuaciones experimentales consideradas se procederá a una comparación con un método utilizado experimentalmente denominado HTRI, del que se hablara en posteriores puntos de este capítulo. Para el cálculo del área con el programa de uso industrial con HTRI, se ha considerando un margen del 26,1% que se obtiene, como ya hemos dicho, de manera experimental, respondiendo de la siguiente manera: • un sobredimensionado del 10% pedido en las especificaciones para tener en cuenta posibles pérdidas de eficacia. • un factor de seguridad del (~ 1%) correspondiente al 1% de tubos ineficaces. • un sobredimensionado adicional del 15.11% sobre las especificaciones originales debido a las posibles discrepancias entre el método y la realidad. Estos márgenes se consideran suficientes en base a la experiencia del programa para cubrir cualquier posible discrepancia entre las condiciones de funcionamiento teóricas y reales. 67 El pre diseño del intercambiador ha sido realizado usando cálculos monofásicos de presión y temperatura primero recurriendo a las ecuaciones propias de los intercambiadores de carcasa y tubos y en segundo lugar a través del programa de software “Heat Transfer Resarch Inc. (HTRI)”. Esta metodología permite por una parte una visión más global del problema y por otra la confirmación de los resultados además de una mayor precisión contrastada de los mismos. El HTRI es capaz de calcular las características térmicas e hidráulicas de un determinado tipo de intercambiador, además evalúa la posibilidad de la vibración de los tubos en varios puntos a lo largo del intercambiador. Para una geometría dada, la mejora térmica esta asistida teniendo en cuenta las dimensiones tanto de la caldera como de las características del metal con el que se trabaje, Los resultados de la actuación sobre la parte hidráulica se calculará para la carcasa y los tubos en función de del flujo másico y del área de los distintos elementos. 2.6 Introducción al cálculo del Área de transferencia. La mecánica en la que se basa este proceso de transmisión de calor se fundamenta en un proceso de intercambio de calor entre dos fluidos a distinta temperatura y separados por una pared sólida, en este caso acero, cuya finalidad es la refrigeración del fluido de refrigeración del núcleo de un reactor nuclear, en este caso el JHR. Para la modelización práctica del intercambiador se consideran predominantes los procesos de convección frente a los procesos de radiación, que consideramos despreciables. Se tendrán en cuenta la transmisión de calor a través de la pared de acero, ya que en el caso considerado puede llegar a reducir el coeficiente global de transferencia hasta en un 15% del valor que obtendríamos en caso de no considerarlo. 68 La despreciable contribución a la modelización del problema de la radiación se justifica en base a la consideración de que al ser un líquido encerrado en una vasija podemos considerarlo como cuerpo negro. Otras consideraciones importantes a la hora de definir el problema son las relativas a las simplificaciones, donde se ha decidido para mayor comodidad en el cálculo al uso de temperatura media logarítmica en vez de tratar de hallar en cada diferencial de temperatura la transmisión de calor. Además, las características del fluido empleado (agua ligera en este caso) vienen determinadas por la temperatura, pero como esta varía a lo largo del intercambiador se ha considerado que la temperatura que mejor describe el estado del fluido en el proceso de intercambio será la temperatura media del fluido (tanto del primario como del secundario), así que todos las características físicas de los fluidos tales como viscosidad cinemática, viscosidad dinámica, nº de Prandt etc. estarán evaluados a la temperatura media del fluido. 2.7 Factor de Suciedad Con frecuencia resulta muy complicado predecir el coeficiente de transferencia de calor global de un intercambiador de calor al cabo de un cierto tiempo de funcionamiento, teniendo sólo en cuenta el análisis térmico; durante el funcionamiento con la mayoría de los líquidos y con algunos gases, se van produciendo gradualmente unas películas de suciedad sobre la superficie en la que se realiza la transferencia térmica, que pueden ser de óxidos, incrustaciones calizas procedentes de la caldera, lodos, carbonilla u otros precipitados, Figura 34 el efecto que ésta suciedad origina se conoce con el nombre de incrustaciones, y provoca un aumento de la resistencia térmica del sistema; normalmente el fabricante no puede predecir la naturaleza del depósito de suciedad o la velocidad de crecimiento de las incrustaciones, limitándose únicamente a garantizar la eficiencia de los intercambiadores limpios [ICML04]. 69 La resistencia térmica del depósito se puede determinar, generalmente, a partir de ensayos reales o de la experiencia. Figura 34. Transmisión de calor entre la cámara de combustión y el agua de una caldera con incrustaciones calcáreas El factor de suciedad en el caso del JHR entrará dentro del 5% considerado por falta de operatividad de un porcentaje de los tubos. En caso de estar trabajando con fluidos que no sean agua desmineralizada, este factor no se puede despreciar a la ligera, ya que puede representar hasta un incremento del 15/20% de la resistencia considerada. El uso de agua desmineralizada y el hecho de que el fluido esté refrigerando el núcleo de una central nuclear hacen que sea despreciable, añadiendo una resistencia adicional de 1exp-6. Su valor normal suele estar comprendido entre 1exp-3 y 1exp-4. 2.8 Modelización del intercambiador de calor El problema planteado es el dimensionamiento termo hidráulico de un intercambiador de calor de unas determinadas características. Como datos de partida contamos con la potencia que debe disipar, las temperaturas de entrada y salida de ambos fluidos, además de los flujos y velocidades de los fluidos. En este parte del proyecto hallaremos de forma convencional y en base a ecuaciones experimentales cuál debe de ser el área de intercambio considerando que los tubos de conducción del circuito primario tienen un diámetro exterior de 13mm y un espesor de 1mm. 70 La complicación del problema viene dada por la necesidad de conocimiento del coeficiente global de transferencia, que está en función de los coeficientes de convección tanto exterior como interior, que dependen de ecuaciones experimentales y del número de Reynolds. El número de Reynolds nos dice, en función de las velocidades, diámetros, viscosidades y longitudes características como de turbulento es el flujo del fluido estudiado, ya que, en función de la turbulencia del mismo se comportará de una forma o de otra, aumentando o disminuyendo la transferencia de calor entre los dos fluidos. El número de Reynolds es básico porque en función del mismo usaremos unas correlaciones u otras. Este número mide la turbulencia del fluido que pretendemos modelizar y es importantísimo, ya que no será lo mismo tener un fluido que se comporte de forma laminar o de uno que se comporte de forma turbulenta. El número de Reynolds se define con la expresión: ρ ⋅V ⋅ D Re D = µ Ecuación 1 Donde ρ es la densidad del agua a 5 bares y a la Tm del primario V es la velocidad media del fluido. D es el diámetro interior. µ es la viscosidad cinemática del fluido. Otro número adimensional esencial para el cálculo del coeficiente de convección es el Nusselt, cuyo valor se obtiene aplicando asimismo las ecuaciones experimentales para cada caso concreto, y que este establece una relación directa con el coeficiente de convección. Para su cálculo se tiene en cuenta en el número de Reynolds y la geometría del fluido. Asimismo tiene en cuenta las características del fluido, normalmente a través del número de Prandt. La expresión que relaciona el número de Nusselt con el coeficiente de convección, en nuestro caso viene determinada por la expresión [INCR99]: 71 Donde h es el coeficiente de convección, D es el diámetro del conducto considerado y K es el coeficiente de convección del fluido. Si acudimos a las formas clásicas de intercambio de calor tenemos que podemos observar que de manera general la transmisión de calor viene dado por la Ecuación 2. • Q = U ⋅ A ⋅ F ⋅ ∆Tml Ecuación 2 El área de los tubos viene dado por la Ecuación 3. A = N ⋅ L ⋅ π ⋅ D ⋅ NumPasos Ecuación 3 Básicamente, los factores determinantes en el fenómeno de la transmisión de calor en el intercambiador son los coeficientes convectivos tanto dentro como fuera de los tubos. • De la Ecuación 2 tenemos que, Q es un valor conocido, ya que la potencia a disipar es dato del problema. F es un factor de corrección, que en el caso de de 1 solo paso por carcasa de los tubos, y para los ratios de temperatura manejados en el intercambiador tiene un valor de 1. Así pues quedaría, por una parte determinar el incremento de temperatura media logarítmica y el coeficiente global de transmisión de calor. El área de intercambio sería la incógnita principal del problema, teniendo que despejarla en función de las demás variables. Los datos del problema provistos por el cliente son: • Intercambiador en flujo cruzado de coraza y tubos con agua ligera en estado liquido en ambos lados del intercambiador. 72 • Material: Acero inoxidable 316L (se hablará de él en el análisis termo mecánico) • Tabla 1 Primario Secundario Presión (bar) 5-6 8 Flujo másico (m^3/h) 7650 8820 Tem. Entrada (ºC) 42.20 20.57 Temp. salida (ºC) 29.00 31.35 Temp. Madia (ºC) 35.10 25.96 Cp (J/KgK) 4.17 4.18 Caída de presión Max. 0.7 0.95 1.39 0.79 (bar) Velocidad del fluido (m/s) Tabla 1. Características del intercambiador. 2.9 Cálculo de la temperatura media logarítmica El cálculo de la temperatura media logarítmica tiene la función de modelizar la temperatura media de transferencia de calor a lo largo del intercambiador, para ellos tiene en cuenta las diferencia de temperaturas en la entrada y salida de ambos fluidos, Figura 35. Figura 35. Temperaturas de entrada y salida del fluido. 73 En el caso del intercambiador de estudio, las diferencias de temperatura a la entrada y la salida son: Primario Secundario Tem. Entrada (ºC) 42.20 20.57 Temp. Salida (ºC) 29.00 31.35 Y el cálculo de la temperatura media logarítmica viene determinado por la ecuación [INCR96]: LMTD = (GTTD − LTTD) ⎛ GTTD ⎞ ln⎜ ⎟ ⎝ LTTD ⎠ GTTD = Diferencia térmica mayor. LTTD = Diferencia térmica menor. Así, la temperatura media logarítmica resulta de la expresión La temperatura media logarítmica del intercambiador es de 9.64ºC. Esta temperatura se usará para el cálculo del área. 2.10 Características del fluido Como ya se ha comentado anteriormente, para determinar las características del fluido se ha considerado la temperatura media del fluido a lo largo del primario y del secundario respectivamente. Tabla 2 Para las temperaturas medias de cada uno de los fluidos tenemos: Primario Secundario 74 Temperatura media 35.10 ºC 25.96 ºC 5.83 4.62 0.613 0.628 (ξ)Viscosidad dinámica [Ns/m²] 9.09exp-6 9.49exp-6 (µ) Viscosidad cinemática[Ns/ m²] 695exp-6 855exp-6 (Pr)Prandt (K)Conductividad térmica [W/mk] Tabla 2. Características del agua a la temperatura media. El coeficiente global de transmisión de calor es más complicado de calcular. Este es uno de los parámetros básicos que se emplean para clasificar y calcular el rendimiento de los mismos. Este coeficiente depende de la configuración geométrica de la pared que separa los fluidos y de los coeficientes de convección de cada lado. La superficie de separación puede tener aletas para aumentar el intercambio de calor, aunque en este caso concreto no tenemos. Los coeficientes se encontraran respectivamente en el interior de los tubos y en el exterior (del lado de la carcasa) en el secundario. En el lado secundario tendremos además, una serie de placas transversales a los tubos que dirigirán a los fluidos del lado de la carcasa de manera transversal a los tubos para aumentar el coeficiente de convección, aunque por otra parte hacen aumentar la caída de presión en la zona de la carcasa. Para el cálculo de los coeficientes de convección recurrimos a ecuaciones experimentales que describen lo que ocurre en estos casos. 2.11 Cálculo de coeficientes de convección en el interior de los conductos circulares. El cálculo en el interior de conductos circular es relativamente sencillo de calcular, ya que es un problema muy estudiado debido a su utilidad en la industria. 75 El cálculo del coeficiente de convección estará en función de la velocidad del fluido que lo atraviesa y de la geometría del conducto. Asimismo, la temperatura del fluido influye en este coeficiente en la medida que determina las características del fluido. En el caso del flujo en conducto circular, el Reynolds vine en la Ecuación 1 y calculamos como sigue en la expresión 992 ⋅ 1.32 ⋅ 0.011 = 20725,9 695 ⋅ 10 −6 Con este Reynolds, que para flujo en conducto circular es turbulento a Re D = partir de más o menos 2300 podemos calcular el coeficiente de convección de distintas formas. 2.11.1 Determinación del coeficiente de convección mediante la ecuación experimental de Colburn Para flujo turbulento desarrollado [WHIT98], el Reynolds está comprendido ente los siguientes valores: El número de Nusselt teniendo en cuenta el Reynolds hallado previamente y el Prandt considerado a esa temperatura media del fluido queda: Nu D = 0,0395 ⋅ Re 0,75 ⋅ Pr 1 3 = 122,8 Donde K es la conductividad térmica del agua a esa temperatura y presión y D es el diámetro interior. El coeficiente de convección interior para la aplicación de las fórmulas experimentales de Colburn es 6843,31 76 2.11.2 Determinación del coeficiente de convección mediante la ecuación experimental de Dittus-Boelter Estas ecuaciones experimentales pueden aplicarse si Reynold se encuentra entre el número de y el número de Prandt se . [WHIT98] encuentra entre estos valores Como las características del problema cuadran podemos aplicar las ecuaciones. Nu D = 0,023 ⋅ Re 0,8 ⋅ Pr 0, 4 = 132,19[W/m 2 ⋅ K] K: Conductividad del agua a la temperatura media del primario. . D: Diámetro interno. El coeficiente de convección interior aplicando estas correlaciones es de: 7366,74 2.11.3 Determinación del coeficiente de convección mediante la ecuación experimental de Sieder & Tale En este caso, el número de Reynolds debe estar entre y el número de Prandt entre Hallamos el Nusselt en función de la expresión [WHIT98] ⎛ µ Nu D = 0,027 ⋅ Re ⋅ Pr ⋅ ⎜⎜ ⎝ µs 0 ,8 Donde 1 3 ⎞ ⎟⎟ ⎠ 0 ,14 = 136,03 es la viscosidad cinemática a la temperatura de salida, cuyo valor es de 769· a la temperatura de salida del primario. El coeficiente de convección interior viene dado por la expresión del Nusselt. hi = Nu D ⋅ 0,628 K = 136,03 ⋅ = 7766,30[W / m 2 ⋅ K ] 0,011 D 77 2.11.4 Observaciones del coeficiente de convección interior Como podemos observar, los valores del coeficiente de convección en el interior de la tubería son bastante aproximados, teniendo una variación máxima de 922W/m^2K, que representa una variación del 12,5% con respecto a su valor medio calculado a partir de las ecuaciones experimentales. En cualquier caso, el valor de h interior escogido será la media de los tres valores, esto es: El cálculo en el interior de tubería no ofrece demasiadas complicaciones, siendo el cálculo en el exterior el que ofrece mayor dificultad debido a la compleja disposición de los tubos y placas, y a la complejidad del cálculo de la velocidad máxima para la determinación del Re. El cálculo del coeficiente de convección externo (ho) lo llevaremos a cabo de dos formas distintas para evaluar las diferencias en el cálculo de una u otra manera. 2.12 Cálculo del coeficiente de convección exterior 2.12.1 Generalidades Antes de empezar con los cálculos conviene definir cuál va a ser el comportamiento del fluido en el interior del intercambiador. De esta manera se puede seleccionar la correlación que mejor puede definir el comportamiento del fluido y en consecuencia ofrecer un coeficiente de convección más ajustado a la realidad. En el secundario, y tal como se indica en la figura 36, el fluido entra por N1 y sale por N2. Se ha considerado que las placas intermedias (“bafles”), no sólo sujetan los tubos en los tramos intermedios, sino que además obligan al fluido a circular de manera cruzada a los tubos en cuyo interior está el fluido proveniente del primario. 78 En cualquier caso conviene mencionar que el flujo de agua, cuando el intercambiador esté lleno del fluido y en funcionamiento nominal, las placas no dirigen el fluido de forma perpendicular a los tubos en su totalidad, por lo que habría un flujo cruzado y un flujo longitudinal de los mismos. Sin embargo, para las estimaciones del coeficiente de convección consideraremos que es la mayoría del fluido la que circula de manera cruzada a los tubos. Figura 36 2.12.2 Disposición del haz tubular Otra consideración muy importante está determinada por la disposición de los tubos en el intercambiador, ya que existen varias disposiciones posibles. Los tubos se disponen según una ordenación triangular (tresbolillo) o rectangular (regular); cuando el lado de la carcasa tiene gran tendencia a ensuciarse no se utiliza la disposición triangular por cuanto los espacios entre tubos son de difícil acceso, cosa que no sucede en la disposición 79 cuadrada, que a su vez provoca una menor caída de presión en el lado de la carcasa que la disposición triangular. Por otra parte, la configuración triangular consigue unas mayores velocidades de paso entre tubos aumentando el número de Reynolds y consecuentemente el coeficiente de convección del lado de la carcasa. Por este motivo, utilizaremos la configuración triangular, ya que además la suciedad que podemos acumular a lo largo de la vida útil no es a priori preocupante debido a la utilización de agua desmineralizada y la caída de presión, como veremos más adelante esta dentro de los límites admisibles. 2.12.3 Determinación del coeficiente de convección exterior El cálculo en este caso viene determinado por las siguientes expresiones, donde el Re es el ReynoldsD máximo que depende de la velocidad calculada máxima de paso entre tubos dependiendo de la configuración, que en vuestro caso es la representada en la Figura 37 Figura 37. Disposición triangular de los tubos En concreto, la disposición elegida para los tubos es la que muestra la Figura 38. 80 Figura 38. Disposición del “Pitch” Atendiendo a las Figura 37 y Figura 38 y a las fórmulas de velocidades máximas para flujo cruzado a un haz tubular observamos que estas dependen de los parámetros a y b. Los parámetros a y b dependen de la geometría del “pitch”, y podemos ver lo que representan en la figura 37. La fórmula que utilizamos para hallar la velocidad máxima del fluido por los tubos será la máxima de las de la expresión [INCRO96]: Donde como indica la Figura 38 38: b=19mm D=13mm a=16,45 La velocidad máxima viene determinada por la primera de las formulas y Vmax = 2,5 m/s 2.12.3.1 Coeficiente de convección exterior mediante la ecuación experimental de Grimison: El Reynolds para este caso viene determinado por la viscosidad dinámica y por la velocidad máxima del fluido en su paso por los tubos. La ecuación de Grimison para cualquier disposición de tubos triangular es [INCRO96]: 81 Nu D = 1,13 ⋅ C1 ⋅ Re mD ⋅ Pr 1 3 Donde C1 y m son constantes que vienen definidas en función del diámetro y la distancia entre tubos. En la tabla [**] del anexo se pueden comprobar los valores para otras configuraciones y distancias. Nu D = 1,13 ⋅ 0,451 ⋅ Re 0D,568 ⋅ Pr 1 3 = 93,36 El coeficiente de convección exterior queda: hi = Nu D ⋅ K 0,613 = 93,36 ⋅ = 4402,57[W / m 2 ⋅ K ] D 0,013 2.12.3.2 Coeficiente de convección exterior mediante la ecuación de Zhukauskas El Nuselt para este caso es: Nu D = C ⋅ Re ⋅ Pr m D 0 , 36 ⎛ Pr ⋅ ⎜⎜ ⎝ Prs ⎞ ⎟⎟ ⎠ 1/ 4 Donde en este caso, las constantes C y m dependen del número de Reynolds y de la disposición de los tubos. Además necesitamos un número de tubos mayor de 20. El Pr es el Prandt existente a la temperatura de salida, en nuestro caso 5,20. Para estas disposición de tubos, los valores de C y m según [INCRO96] son: C=0,4 m=0,6 Nu D = 0,38 ⋅ Re ⋅ Pr 0,6 D h0 = 84,53 ⋅ 0 , 36 ⎛ Pr ⋅ ⎜⎜ ⎝ Prs ⎞ ⎟⎟ ⎠ [ 1/ 4 = 84,53 0,613 = 3986,04 W / m 2 K 0.013 ] Para el cálculo del coeficiente global de transferencia usaremos una vez más la media de los dos coeficientes de convección hallados. 82 Así pues, el coeficiente de convección exterior considerado será 4194,3 [W/m²K] 2.13 Determinación del coeficiente de transferencia global Como ya se ha comentado anteriormente, esta es la parte más incierta de cualquier análisis de transferencia de calor. Este coeficiente se define en términos de resistencia térmica global para dos fluidos dados. También es importante recordar que, a menudo, durante la operación normal de un intercambiador de calor, a menudo las superficies están sujetas a la obstrucción por impurezas, formación de moho, u otras reacciones entre el fluido y el material de la pared. La pro siguiente deposición de la película o incrustaciones sobre la superficie puede aumentar mucho la resistencia a la transferencia de calor entre los fluidos. Este proyecto tiene en cuenta la posibilidad de esta resistencia adicional en el 5% de margen de seguridad dado que se considera que el agua desmineralizada utilizada ayuda mucho a que no se forme esta resistencia. Sin tener en cuenta las impurezas el coeficiente global de transmisión de calor se puede expresar como: 1 1 1 = = U ⋅ A Uc ⋅ Ac Uf ⋅ Af = 1 1 + Rcond + (h ⋅ A)c (h ⋅ A) f Donde c y f se refieren a caliente y frio respectivamente. La resistencia de conducción la podemos expresar como: 83 Donde y son los radios exteriores e interiores respectivamente, L es la longitud de los tubos y K la conductividad del acero utilizado, en nuestro caso y a una temperatura considerada de 50ºC tiene un valor de 14,37 W/m²K. 2.14 Cálculo del área de transferencia del intercambiador Siendo F un valor de corrección tabulado en tablas que en nuestro caso es F=f(R, P) según curva es 1. Q, es la potencia en forma de calor que debemos disipar. A disipar entre los tres intercambiadores de calor. Debemos tener en cuenta que el Atendiendo a la expresión anterior 38,5 ⋅ 10 6 = 2103,87 ⋅ A ⋅ 1 ⋅ 9,64 A = 1898,3m 2 A = 2 ⋅π ⋅ r ⋅ L ⋅ N N= 1898,3 = 5714,35 ≈ 5715(Tubos ) π ⋅ 0,013 ⋅ 8,134 El Cálculo teórico arroja unos resultados de 5715 tubos para un margen de seguridad del 5%. En cualquier caso cabe destacar que en el cálculo de HTRI se han ampliado los márgenes de seguridad debido a las discrepancias existentes entre los cálculos hallados y los experimentales. También es necesario especificar que la disposición del Pitch es la disposición que el HTRI nos ha aconsejado así como las velocidades de los fluidos son especificaciones del cliente. En apartados posteriores se explicará la proveniencia de las diferencias entre el cálculo mediante fórmulas empíricas y con HTRI. 84 Simplificando en función del área exterior quedará: U= U= 1 ⎛ re ⎜⎜ ⎝ hi ⋅ ri ⎞ ⎛ re ⎟⎟ + ⎜ ⋅ Ln⎛⎜ re ⎝ ri ⎠ ⎝K ⎞ ⎞⎟ + ⎛⎜ 1 ⎟ ⎜ ⎠ ⎠ ⎝ ho ⎞ ⎟⎟ ⎠ 1 0,0065 1 ⎛ ⎞ ⎛ 0,0065 ⎞ ⎞⎟ ⎞⎟ + ⎛⎜ ⋅ Ln⎛⎜ 0,0065 ⎟ ⎜ ⎟+⎜ 0 , 0055 ⎝ ⎠ ⎠ ⎝ 4194,30 ⎠ ⎝ 0,0055 ⋅ 7325,45 ⎠ ⎝ 14,37 = 2103,87 2.15 Coeficiente de transferencia de calor (HTRI) El método HTRI usa aproximaciones incrementales para aproximar los diseños del intercambiador de calor. Las especificaciones del cliente se introducen en el programa y con la forma aproximada del intercambiador establece las características más apropiadas para que cumpla con los requisitos. El programa nos dará la longitud de los tubos, la disposición del pitch, el diámetro de los tubos, espesor de la pared, de la carcasa, diámetro, número de bandejas, disposición de las bandejas, tamaño de los picajes, etc. Con la geometría determinada, el HTRI divide la longitud del intercambiador en incrementos finitos y calcula el coeficiente de transferencia global para cada incremento basándose en la ecuación: U req = Q EMTD × Area Donde Ureq es el coeficiente de transferencia requerido, Q es el debito (duty specified), EMTD es la diferencia media de temperatura logarítmica y A es el área de transferencia. Debito= Flujo másico · Calor específico diferencia de temperatura. 2.16 Método de la Temperatura media logarítmica (HTRI) La temperatura media logarítmica es la misma para los caculos teóricos como para el cálculo en HTRI, aunque el HTRI establece aproximaciones 85 incrementales también en este punto, siendo mucho más exacto que los cálculos generales. El diagrama aquí debajo describe el método incremental utilizado por el HTRI. Cada incremento tiene un único valor de Q, Ureq and LMTD. Figura 39 La transmisión de calor es directamente proporcional a la diferencia de temperatura, que proporcione el intercambio de calor. Usamos la diferencia media de temperatura logarítmica para los cálculos que se seguirán. LMTD = (GTTD − LTTD) ⎛ GTTD ⎞ ln⎜ ⎟ ⎝ LTTD ⎠ Donde: GTTD = Greater Thermal Temperature Difference (mayor diferencia de temperaturas) LTTD = Lower Thermal Temperature Difference (menor diferencia de temperaturas) El HTRI conduce los cálculos en cada incremento y haya las medias de cada valor antes de multiplicarlo por un factor de corrección que obviamente modelizará algunos factores inherentes al intercambio de calor en intercambiadores reales. 86 2.17 Coeficiente de transferencia de calor real, (HTRI) Para calcular el sobredimensionamiento del intercambiador mediante HTRI, este determina el coeficiente real de transferencia para cada incremento. Este valor depende de la geometría específica del intercambiador y se define como: U act = 1 d d 1 + ro + rw + o (ri ) + o ho di di ⎛1 ⎜⎜ ⎝ hi ⎞ ⎟⎟ ⎠ Donde Uact es el actual coeficiente de intercambio de calor, ho es el coeficiente de transferencia de la película exterior, hi es el coeficiente de transmisión de la película interior, ro es la Resistencia del exterior, ri es la resistencia interna, rw es la resistencia de la pared del tubo, do es el diámetro interior del tubo y, di es el diámetro exterior del mismo. Las coeficientes de transmisión (o resistencias de caída) están normalmente dadas por el cliente y la Resistencia del tubo es fácilmente determinable conociendo el material de la tubería, su espesor y la diferencia media de temperaturas logarítmicas. Para calcular el coeficiente interno, HTRI calcula primero el total de área de flujo a través de los tubos para determinar su velocidad de flujo másico (G) y en consecuencia el número de Reynolds (Re). Las propiedades físicas del fluido las usaremos para determinar el número de Prandt (Pr). El Re y e l Pr serán usados para hallar el hi a través del número de Nussel de la ecuación de abajo: hi = j ⋅ k ⋅ Re⋅ Pr x do Donde j es un factor adimensional basado en el número de Reynolds y k es la conductividad térmica del fluido. EL coeficiente exterior no es fácilmente calculable debido a la compleja geometría externa. Es por ello que es más difícil predecir con exactitud la media de velocidad el número de Reynolds. Además, HTRI tiene en consideración los efectos de las corrientes de las fugas y las corrientes laterales modelizadas abajo. 87 Figura 40 A = Tube to Baffle Bypass (effective towards heat transfer) B = Transversal fluid (effective towards heat transfer) C = Bundle to Shell Bypass (partially effective towards heat transfer) E = Baffle to Shell Bypass (ineffective towards heat transfer) F = Pass Partition Bypass (partially effective towards heat transfer) A pesar de estas complicaciones, HTRI es capaz de calcular el flujo másico y el Reynolds cuando las introducimos es una ecuación de tipo Colburn como la de la expresión: ho = j ⋅ c ⋅ G s ⋅ Pr x Donde ho = coeficiente de transferencia de la película externa, j = Factor de Stanton “j”- (factor adimensional dependiente del número de Reynolds) y c = capacidad específica. 2.18 Sobredimensionamiento con HTRI El sobredimensionado está definido como la cantidad de área instalada para poder disipar un exceso de calor requerido para poder realizar una determinada tarea. Primero Uact y Ureq que han sido calculadas, pueden determinar su porcentaje de sobrediseño así: ⎛U ⎞ Overdesign (%) = ⎜ act − 1⎟ × 100 ⎜U ⎟ ⎝ req ⎠ A pesar de que este sobredimensionamiento está calculado usando los coeficientes de transferencia de calor, este sobrediseño es equivalente al porcentaje de sobrediseño calculado usando el área instalada requerida sobre área instalada. Si es dimensionamiento es negativo o menor que el 88 valor mínimo requerido especificado por el cliente, entonces, el diseño de la geometría debe ser alterado y el proceso repetido hasta obtener un sobredimensionamiento satisfactorio. 2.19 Comparación de resultados Entre los cálculos hechos a partir de las ecuaciones experimentales y los cálculos mediante HTRI se observan varias diferencias. La primera es la consideración del margen de seguridad que, mientras en el caso de las ecuaciones experimentales es del 5% mientras que en el caso del método HTRI es del 26,1%. Esta decisión se ha tomado en base a multitud de problemas académicos donde no se supone ningún tipo de margen de seguridad. Las ecuaciones experimentales (que llamaremos en lo sucesivo método clásico) están basadas en la observación de los fenómenos de conducción y de convección genéricos para multitud de casos, mientras que el método HTRI está basado la observación de intercambiadores de carcasa y tubos a nivel industrial. El método HTRI, a través de la observación ha establecido un margen de seguridad propio para evitar cualquier discrepancia de la realidad del 15,1%, además de un 1% de tubos ineficaces y un margen adicional de seguridad del 10%. Cabe destacar que el método clásico, no utiliza aproximaciones incrementales para cada variación de temperatura (mayor precisión y mayor coeficiente de convección), además calcula el coeficiente global de transmisión de calor en cada punto. En el método HTRI el coeficiente de convección en el interior de los tubos es de 8974,83[W/m²K] y el coeficiente de convección del lado de la carcasa es de 6862,82[W/m²K], representando en porcentajes el 48,48% la resistencia térmica del lado de la carcasa y el 31,36% la resistencia térmica del lado de los tubos. La conducción del metal representa un 20,16% de la resistencia total. 89 En el método clásico, la resistencia térmica del lado de la carcasa representa el 50,1%, la resistencia del lado de los tubos el 34,1% y la resistencia térmica del acero representa el 15,8%. Como vemos existen similitudes en la forma de repartir las resistencias, aunque aparentemente son menores si estas se calculan de manera diferencial a lo largo del intercambiador. 3 Cálculo de las Caídas de Presión. 3.1 Método Clásico 3.1.1 Caída de Presión en el Primario Al igual que para la determinación del coeficiente de convección interior, resulta relativamente sencillo el determinar la caída de presión en los mismos, ya que, siendo de gran utilidad industrial, es un fenómeno muy estudiado. La caída de presión vendrá determinada por factores como la rugosidad de la tubería, su diámetro, su longitud y su velocidad. En este apartado, nos limitaremos a estudiar las caídas de presión primarias, ya que, al ser la velocidad de entrada muy pequeña en los tubos, podemos despreciar el impacto de las pérdidas secundarias. La caída de presión viene determinada por la siguiente expresión, más conocida como la ecuación de Bernoulli [WHIT98]: Donde: P: Presión [bar] V: Velocidad [m/s] ρ: Densidad [Kg/m³] Z: Altura [m] 90 De donde podemos sacar que la energía de un fluido se mantiene constante entre dos puntos si descontamos las pérdidas primarias y secundarias. Simplificando la ecuación, y sabiendo que V1=V2, y que ρ1=ρ2 (despreciamos las diferencias de densidad debidas a la variación de temperatura) la ecuación queda: Cambiando la ecuación de signo y sabiendo que Z1-Z2 es L: Donde ρ representa la densidad del fluido L representa la longitud Hrp representa las pérdidas primarias por unidad de densidad. Hrp se deduce de la siguiente fórmula experimental Siendo λ un coeficiente que mide el impacto de la rugosidad, V la velocidad media del fluido, g la gravedad, L la longitud y D el diámetro λ es un factor experimental que se calcula a partir de la siguiente fórmula: En este caso, ξ es la rugosidad de la tubería que suponemos 0,15. Resolviendo la ecuación: Metiendo este valor en la ecuación 91 Insertando de nuevo este valor en la ecuación Es decir, la caída de presión en los tubos del primario es de 0,246 bares de presión. En el estudió mediante HTRI, esta caída asciende hasta los 0,29 bares, lo que supone una diferencia de un 14%. Esta diferencia se puede explicar si el HTRI tiene en cuenta las caídas de presión secundarias debidas a la entrada y a la salida de los conductos. 3.1.2 Caída de presión en el lado de la carcasa La caída de presión en el lado de la carcasa [ICML04] ∆pcarcasa para una distribución de tubos con deflectores, se puede estimar por la ecuación de Delaware, como suma de las siguientes aportaciones: • Caída de presión en las secciones de entrada y salida • Caída de presión asociada a las secciones interiores delimitadas por los deflectores • Caída de presión asociada con el cortocircuito y las fugas ∆pcarcasa = k* (Ndef + 1) ∆pideal en la que ∆pideal es la caída de presión uniforme en la batería de tubos, Ndef es el número de deflectores y k* una constante del orden de 0,2 a 0,3 que indica que la caída de presión real es sólo un 20% a un 30% de la que se obtendría en la misma batería de tubos si el flujo fuese uniforme. El número de deflectores considerado es 15, ya que si bien hay 17 deflectores, consideramos que los de entrada y salida no afectan a la caída de presión. La caída de presión ideal será la considerada en el primario. 92 Con 0,96 bar de caída de presión no cumpliríamos con los requerimientos del cliente para el intercambiador. El valor es ligeramente superior a los 0,86 bar que arroja el método HTRI. Esto supone un aumento de aproximadamente de un 11% con respecto a los valores ofrecidos por el programa. En cualquier caso, es importante recordar que el valor es aproximativo dada la complejidad del cálculo de las caídas de presión en la carcasa. CAIDA DE PRESIÓN (HTRI) Una vez que el sobredimensionamiento ha sido satisfecho conforme a las especificaciones, la caída de presión dentro de la longitud de los tubos debe ser determinada pasa asegurarse que no se exceden de los valores máximos especificados por el cliente. La caída de presión en los conductos circulares está bien estudiada y existen numerosas referencias en la multitud de textos. Esta ecuación la podemos expresar típicamente como: ∆Pt = 32 ⋅ f ⋅ L ⋅ Gt 2 π 2 ⋅ ρ ⋅ gc ⋅ di5 Donde: ∆Pt es la caída de presión a lo largo del tubo, L es la longitud del tubo, Gt es el flujo másico, ρ es la densidad del fluido, gc es la aceleración debida a la gravedad y di es el diámetro interno del conducto. El factor de fricción f es adimensional y depende tanto de Re como de la relación de ε/di, donde ε es la rugosidad del material del conducto. La caída de presión en el lado del secundario es más complicada debido a la geometría irregular y a las influencias de geometría irregular y los efectos de las corrientes de fuga. En cualquier caso, HTRI incorpora estas dificultades y su aproximación a la realidad es mucho más acertada comprobado de manera experimental. Si la caída de presión es mayor de la especificada por el cliente, entonces, la geometría debe ser variada para obtener un valor aceptable de 93 sobrediseño, y las características de transferencia de calor deben ser recalculadas. 4 Análisis de las Vibraciones 4.1 Método Clásico 4.1.1 Introducción El flujo de la envolvente de un intercambiador de calor puede inducir vibraciones peligrosas para la integridad del haz tubular. Las causas principales de rotura de tubos, relacionadas con vibraciones son, la fatiga, el choque de los tubos entre si y el corte producido por los deflectores. En general (y en particular en el caso del intercambiador estudiado), la vibracion puede considerarse como la respuesta del haz tubular a una excitación periódica. La respuesta dependerá tanto de las características de la excitación como de las del propio haz tubular. En el caso estudiado, las vibraciones pueden ser inducidas por: • El caudal de la envolvente • Las oscilaciones del caudal • Los esfuerzos periódicos transmitidos por las conexiones y los anclajes. Así pues, para el estudio del intercambiador de calor del JHR estudiaremos en primer lugar, las vibraciones producidas por el caudal de la envolvente. Las vibraciones pueden hacer que el tubo se rompa por fatiga, choques entre si y cortes producidos por los deflectores. 4.1.2 Frecuencia de los torbellinos y frecuencia propia Parea correlacionar la frecuencia de los torbellinos se utiliza el número de Strouhal, que se define como la relación adimensional entre la frecuencia, 94 una magnitud característica del sistema (diámetro exterior del tubo) y la velocidad característica del fluido. Str = fs ⋅ D V Siendo D el diámetro exterior fs la frecuencia de los torbellinos y V la velocidad del flujo transversal. Para flujo perpendicular a un cilindro aislado y con números de Reynolds entre 300 y 2 ⋅ 10 5 , el número de Strouhal vale aproximadamente 0,2. Para valores superiores del número de Reynolds, los torbellinos se forman de manera irregular y sin ninguna frecuencia dominante, Para haz tubular, el fenómeno de los torbellinos afecta de manera distinta según la disposición de los tubos, siendo la geometría y su disposición determinantes. Existen unas tablas experimentales de las que podemos obtener el número de Strouhal en función de la relación de paso vertical y horizontal, denominadas curvas de Chen. Considerando que nuestro número de Re en el exterior es aproximadamente 3000 podemos suponer el número de Strouhal como 0,2, así que con el diámetro y la velocidad podemos determinar f s . 0.2 = f s ⋅ 0.013 0.79 Asi pues f s tiene un valor de 12,15 Hz. Un tubo del cambiador de calor podemos considerarla como una viga empotrada en las placas tubulares y apoyada en los deflectores. La frecuencia del sistema podemos calcularla por el método de [DUFF02] Mac Duff y Felgar. 95 f n = 0,04944 ⋅ M ⋅ E⋅I ⋅g Pe ⋅ L4 Donde M es una constante cuyo valor depende del número de tramos, y a partir de 13 tramos sólo es necesario calcularse el primer modo de vibración. Para 16 pasos el valor de M es 31.73. E es el módulo elástico. Cuyo valor es 190000 Mpa a 50ºC I es el momento de inercia del tubo. I= ( ) ( ) 1 1 De4 − Di4 = 0.013 e4 − 0.011i4 = 2.175 ⋅ 10 −10 64 64 G es la constante de la gravedad. Cuyo valor es 9,81 (m/s²) Pe es el peso equivalente del tubo (Pe=Pi+Pt), donde • Pi es el peso del fluido interior del tubo • Pt es el peso del tubo de acero 316L (ρ=4,5 g/cm³) L es la longitud del tubo sin soportar: 1250mm (1.25m). f n = 0,04944 ⋅ 31,75 ⋅ 190000 ⋅ 10 6 ⋅ 2.175 ⋅ 10 −10 ⋅ 9.81 = 39,44[ Hz ] 0,263 ⋅ 1.25 4 Así pues, f n tiene una frecuencia natural de 39,44 Hz. 4.1.3 Conclusiones Dado que ambas frecuencias están razonablemente alejadas, podemos determinar que el sistema no va a sufrir vibraciones debido a los factores antes descritos. Podemos validar por completo el análisis termo hidráulico. 4.2 Análisis vibracional mediante HTRI Una vez que es sobredimensionado y las caídas de presión son aceptables, se debe complementar con un análisis vibracional para determinar la 96 probabilidad de que vibraciones dañen los conductos. El análisis de vibración se aproxima básicamente al de” Tubular Exchanger Manufacturers Association” (TEMA) , con unas pocas pero significativas modificaciones que se han desarrollado en base a datos experimentales basados en el HTRI para mejorar la precisión de la frecuencia natural y para la velocidad critica calculada del fluido. HTRI analiza las siguientes formas de vibración. • Turbulencias racheadas • Desprendimiento del vórtice • Inestabilidad fluido elástica Vibración acústica (solo necesaria en gases y mezclas de gas y líquido) 5 Parámetros de Entrada Nº SOURCE INPUT DATA VALUE 1 CCTP TUBESIDE FLUID 2 CCTP TOTAL FLOWRATE (TUBE SIDE) 3 CCTP FLUID TEMPERATRURE (INLET/OUTLET) (TUBE SIDE) 4 CCTP NOMINAL PRESSURE (TUBE SIDE) 5 CCTP MAXIMUM ALLOWABLE PRESSURE DROP (TUBE SIDE) 6 IAPWS (1997) (1) TUBESIDE FLUID DENSITY AT INLET 7 IAPWS (1997) (1) FLUID PHYSICAL PROPERTIES (TUBE SIDE) 8 CCTP DESIGN TEMPERATURE (TUBE SIDE) 9 CCTP DESIGN PRESSURE (TUBE SIDE) 16 bars 10 CCTP TUBESIDE FOULING RESISTANCE 0 (2) 11 CCTP SHELLSIDE FLUID 12 CCTP TOTAL FLOWRATE (SHELL SIDE) 13 CCTP FLUID TEMPERATRURE (INLET/OUTLET) (SHELL SIDE) 14 CCTP NOMINAL PRESSURE (SHELL SIDE) DEMINERALISED WATER 7650 (+/- 150) m3/h 41.2 (+/- 0.2) °C / 29.0 (+/- 0.2) °C 7 bars (abs) 0.7 bars 992 kg/m3 60 °C DEMINERALISED WATER 8820 (+/- 150) m3/h 20.57 (+/- 0.2) °C / 31.35 (+/- 0.2) °C 8 bars (abs) 97 Nº SOURCE INPUT DATA VALUE 15 CCTP MAXIMUM ALLOWABLE PRESSURE DROP 0.95 bars 16 IAPWS (1997) (1) SHELLSIDE FLUID DENSITY AT INLET 998 kg/m3 17 IAPWS (1997) (1) FLUID PHYSICAL PROPERTIES (SHELL SIDE) 18 CCTP DESIGN TEMPERATURE (SHELL SIDE) 19 CCTP DESIGN PRESSURE (SHELL SIDE) 15.1 bars 20 CCTP SHELLSIDE FOULING RESISTANCE 0 (1) 21 CCTP DUTY - 50 °C 110 MW (36.67 MW PER EXCHANGER) 22 CCTP NUMBER OF SHELLS / UNIT 23 CCTP EXCHANGER LONGITUDINAL AXIS 24 CCTP SHELL MATERIAL STAINLESS STEEL 316L 25 CCTP INTERNALS MATERIAL (BAFFLES ETC…) STAINLESS STEEL 316L 26 CCTP TUBESHEET MATERIAL STAINLESS STEEL 316L 27 CCTP TUBE MATERIAL STAINLESS STEEL 316L 28 CCTP HEADERS MATERIAL STAINLESS STEEL 316L 29 CCTP TUBESIDE LINE SIZES (INLET/OUTLET) 24’’ NOMINAL DIAMETER (4) 30 CCTP SHELLSIDE LINE SIZES (INLET/OUTLET) 24’’ NOMINAL DIAMETER (4) 31 CCTP NOZZLE ORIENTATION (SHELL & TUBE SIDE) 32 CCTP RECOMMENDED LENGTH OF EXCHANGER 12000 mm CCTP RECOMMENDED DIAMETER OF SHELL 1800 mm 3 (IN PARALLEL) VERTICAL - Tabla 3. Parámetros de salida de HTRI 6 Resultados (HTRI) La geometría final y otra información de interés al pre diseño del circuito primario del RJH se muestra en el anexo E. La tabla siguiente muestra un resumen de las características del pre diseño. Characteristic Value Length of tubes (mm) 8134 98 Number of Tubes 5594 Tube outside diameter (mm) 13 Tube thickness (mm) 1 Distance between adjacent tubes (mm) 6 (Pitch = 19) Tube Layout 30° Shell inside diameter (mm) 1730 Shellside nominal nozzle sizes (in / out) (inches) Tubeside nominal nozzle sizes (in / out) (inches) 30 / 30 (1) 28 / 28 (1) Shellside crossflow velocity (m/s) 0.79 (2) Tubeside velocity (m/s) 1.36 (2) ∆P shellside (bar) 0.86 (2)(4) ∆P tubside (bar) 0.29 (2) EMTD (°C) 9.1 Overdesign (%) 26.1 Effective heat transfer area (m²) 5444 (3) Tabla 4. Resultados de HTRI 7 Desviaciones de las Especificaciones El pre diseño propuesto resuelve todos las especificaciones del cliente y no hay desviaciones. Con vistas a la carcasa y a los picajes laterales, una forma cónica (con un mayor diámetro en el contacto con la carcasa se ha especificado) se ha propuesto para evitar un excesivo valor de ρv2 en los tubos de entrada. 8 Consideraciones varias de diseño El programa HTRI no emplea un coeficiente adicional para irregularidades en el lado tubular para las velocidades de fluido. De acuerdo con la experiencia, la baja velocidad del fluido a través del distribuidor antes de entrar en los tubos es tan baja (en este caso 0.31 m/s) que la distribución uniforme del flujo en toda el área de entrada puede ser 99 supuesta. Además, el diseño propuesto “No Tubes In Window” (NTIW) (ver la disposición de los tubos en el anexo H) mejora la homogeneidad del flujo dado que no existen tubos a la entrada del distribuidor de picajes. 9 Conclusiones del Análisis Como podemos ver a lo largo del desarrollo, el estudio académico cumple con todas las especificaciones del cliente excepto con la caída de presión en el lado del secundario. En el caso del análisis con HTRI, el pre-diseño propuesto cumple las especificaciones y necesidades del intercambiador además de respetar el espacio disponible y tiene en cuenta las limitaciones de caída de presión. 100 Capítulo 6 PRE DISEÑO TERMO-MECÁNICO 1 Introducción Prácticamente todos los intercambiadores de calor tienen la doble tarea de trasferir energía a un fluido a otro haciendo de continente de presión. En el caso presente en este proyecto, tenemos dos partes diferenciadas que actuaran bajo presión y que están íntimamente ligadas y soldadas. El diseño mecánico debe estar en condiciones de asegurar la integridad física del intercambiador. Consideramos un recipiente de presión cilíndrico, con un radio r y un espesor de pared t sujeto a una presión interna P. Las coordenadas usadas para describir el intercambiador cilíndrico sometido a presión pueden ser de gran utilidad bien escogidas, ya que pueden aprovechar la simetría axial del mismo. Para describir el sistema se escoge alinear una de las coordenadas en la dirección del eje del intercambiador (típicamente la longitudinal). Para el análisis de tensiones en la pared de la vasija, otra de las coordenadas se alineará en dirección radial. Con la elección de las coordenadas axilsimétricas evitamos el esfuerzo cortante. La tensión cortante y la tensión longitudinal serán las tensiones principales [HARV91]. Figura 41 101 Para la determinación de la tensión longitudinal ( hacemos un corte a lo largo del cilindro dejando dos medias partes del cilindro. Una a cada lado. Esto nos permite hacer un diagrama de cuerpo libre de una de las partes. El cuerpo libre de la Figura 42 estará en equilibrio estático. Esto implica que las tensiones alrededor de la pared debe tener una resultante al balance de la presión interna en la sección cortada. Figura 42 Aplicando la primera ley de Newton tenemos que: Luego: Para determinar la tensión cortante , podemos proceder a cortar la vasija a lo largo de la dirección longitudinal, consiguiendo un diagrama de cuerpo libre de una semi-vasija como en la Figura 43. Figura 43 102 El equilibrio estático, de acuerdo con la primera ley de Newton, provoca una fuerza que es: Luego: Donde r es el radio, t es el espesor, P es la presión interna. Consideraciones [TIMO41]: • Para el buen funcionamiento de de las ecuaciones planteadas, el espesor de las paredes deben ser pequeño en comparación con el diámetro. Esto será así cuando el radio sea 5 veces mayor que el espesor. • La tensión cortante suele ser dos veces mayor que la longitudinal. Este motivo hace que una vasija infra dimensionada se rompa normalmente a lo largo del eje longitudinal 2 Alcance del diseño mecánico El pre diseño termo-mecánico alcanza a un amplio espectro. El objetivo primario es proveer al intercambiador de una fortaleza que permita contener a sus fluidos en sus respectivos circuitos y no haya fugas. Esto requiere un cálculo cuidadoso y la especificación de las paredes de la carcasa, de los esferoides superiores e inferiores, tubos, chapas de tubos, bridas y picajes. Quedaran fuera del estudio en este proyecto todo aquello más allá de las toberas de prolongación del intercambiador. En este caso, y debido a que el líquido refrigerante es agua y el metal es el mismo para todos los casos nos ahorraremos todas las consideraciones de corrosión. 103 Además, aparte del funcionamiento normal, el intercambiador debe ser diseñado para que soporte transitorios y situaciones accidentales. Estas situaciones se producen habitualmente en la puesta en marcha y apagado de la instalación. La posibilidad de golpes de ariete y la posibilidad de terremotos no puede ser despreciada en muchos casos. Se debe diseñar para que pueda soportar y procurar la seguridad de tal manera que no pueda afectar a otras partes de la instalación. El diseño debe asimismo, contar con la posibilidad de llevar a cabo limpiezas, facilitando el acceso a lugares susceptibles de ensuciarse. 3 Descripción General El sistema primario está compuesto de tres intercambiadores de calor idénticos, cada uno de ellos situado en recintos independientes. Los intercambiadores están divididos en tres partes diferenciadas que corresponden a: • La caja de aguas superior del intercambiador, con la zona hemielipsoidal que le corresponde y la tobera de entrada. • La zona cilíndrica correspondiente al secundario donde van alojados los tubos del primario, que está equipado con dos toberas que conectan el circuito secundario. • La caja de aguas inferior con su correspondiente zona hemielipsoidal. Los intercambiadores están soportados en dos puntos: En la parte inferior, donde soporta la carga principal. El soporte se compone de tres patas soldadas a la caja de aguas inferior empernadas a la placa de interfase que esta empernada a una placa embebida en el hormigón. 104 Mediante unas guías en la parte de la envolvente, que impiden, en operación el desplazamiento radial y circunferencial de los intercambiadores. 4 Restricciones La altura máxima de los intercambiadores es 12000mm y el diámetro exterior no puede sobrepasar los 1800mm. 5 Códigos y estándares En el caso que nos atañe en este proyecto, el código a seguir es el RCCMX, especialmente diseñado para el reactor experimental, aunque si bien, en la parte de diseño de intercambiadores es muy similar al código ASME. Los análisis realizados están considerados como análisis elásticos en fluencia no significativa y en irradiación no significativa, esto quiere decir que las temperaturas al ser de máximo 60ºC no afectan a la fluencia del material y que el agua que llega a los intercambiadores solo esta expuesta a una pequeñísima cantidad de plomo con radiación por lo que la irradiación no será significativa. Si lo fuese habría de sobredimensionar aun más el intercambiador. Según al tipo de circuito que pertenezcan las distintas partes del intercambiador, estas se clasificaran dentro de unos criterios de seguridad. Las distintas partes pueden pertenecer a: • Elementos de nivel 1 • Elementos de nivel 3 6 Propiedades de los Materiales Para la realización del proyecto, el material escogido es el acero 316L que ha sido elegido para el intercambiador por: • Sus propiedades de resistencia a las temperaturas que tenemos. 105 • Sus propiedades de resistencia a la corrosión, degradación y erosión en el ambiente y en contacto con el fluido. • Su coste aceptable y su disponibilidad en el mercado. • Su falta de tendencia a la deformación • Su facilidad de limpieza Figura 44 7 Cargas de Dimensionamiento Para el pre dimensionamiento termo-mecánico de los intercambiadores se han considerad las siguientes cargas: PP: Peso propio (incluyendo la columna de agua) Pd: Presión de diseño. Td: Efectos térmicos de diseño. SDD: Sismo de diseño. [F/M]toberas: Carga en las toberas. [F/M]soportes: Esfuerzos en soportes transmitidos por tuberías. 106 7.1 Peso propio El peso aproximado del intercambiador de calor es de unas 28 toneladas. Se ha añadido además la masa de agua en el interior del mismo, unas 26 toneladas aproximadamente (ver 9.3). 7.2 Cargas en toberas Los intercambiadores de calor del RPP serán dimensionados para resistir las cargas transmitidas por las tuberías de entrada y salida de los intercambiadores 7.3 Presión de diseño Los intercambiadores deben resistir una presión de 18 bar en la parte del circuito primario, y de 17.1 en la parte del secundario, De acuerdo con las situaciones de dimensionamiento, se considera una presión diferencial entre primario y secundario de 5 bar. 7.4 Temperatura de diseño La temperatura escogida para el análisis es la mas desfavorable de todas, siendo así que, obteniendo la aprobación en este estado, obtendría la aprobación en todos los demás. Se ha considerado 47ºC en el primario y 31ºC en el secundario. 8 Consideraciones de Presión La presión de los fluidos en el intercambiador tendrá una gran influencia, y en altas presiones, básicamente dictará el espesior y el tipo de material a emplear en el intercambiador. La presión del fluido no sólo determinara el espesor de las paredes, sino que también determinara el espesor de los tubos separadores de ambos fluidos. Forma: 107 Las formas a adoptas son muy variadas, en nuestro caso hemos adoptad una forma hemielipsoidal, con dos radios de curvatura distintos que se ajustan tanto al código ASME como al código RCC-MX. La configuración ideal sería la esferoidal, que es la que menores espesores necesita para una determinada presión. Sin embargo, son mas caras de fabricar. En la mayoría de los casos se tiende a un compromiso entre lo económico y lo mejor, y en para esta situación, la mejor opción (que es la segunda mejor a nivel técnico) es la forma semielíptica, con radios de dos circunferencias. En nuestro caso son circunferencias de radio R1=Di*0.9 y R2=Di*0.17, cuya relación en distancias es de 2:1. La ventaja de la forma esferoidal sobre cualquiera de las otras viene de que no tiene uniones de distintos radios, reduciendo de manera considerable la presión sobre la zona más crítica de la forma hemielipsoidal. En el caso de la zona elíptica, en la zona de unión de los dos radios, la presión aumenta con respecto al resto de superficies. Para una presión relativamente pequeña, como ya se expuso en la introducción, el espesor de las paredes vendría determinado por la ecuación: Donde: σ= Tensión debida a la presión P = Presión Interna D = diámetro de la esfera t = espesor de la pared 8.1 Dimensionamiento del espesor del cilindro de revolución. El pre dimensionamiento por código RCC-MX viene determinado por las siguientes ecuaciones para la zona cilíndrica del intercambiador: 108 Figura 45. Zona de dimensionamiento del cilindro de revolución. Estas fórmulas derivan de las fórmulas de dimensionamiento con un coeficiente de seguridad relativo a la presión que van a soportar. Despejando el espesor de la pared t en la siguiente ecuación tenemos que: Donde es ahora el espesor requerido, r es el radio medio y es la constante que determina la tensión soportada por el material, en nuestro caso acero inoxidable. La presión será aplicada de manera uniforme en el interior de la vasija. Para obtener el espesor requerido, consideramos que el radio medio le añadimos la mitad del espesor: 109 Luego [RCCM05]: P⋅R S m − 0.5 ⋅ P Para elementos dentro de la zona de seguridad nivel 1. hnom ≥ hr = El mismo proceso se sigue para los elementos de nivel 3 [RCCM05]: hnom ≥ hr = Nota: P⋅R S m − 0.6 ⋅ P Los elementos de seguridad nivel 1 son todos aquellos en contacto con el reactor nuclear o en contacto con alguna de sus partes. Los elementos de seguridad 3 son aquellos que no están en contacto con el núcleo del reactor. Donde: hr: Espesor mínimo P: Presión de diseño R: Radio interior Sm: Tensión admisible Para las presiones de diseño, según el código de diseño (RCC-MX) que modeliza las ecuaciones para los espesores en este caso de la zona cilíndrica de la carcasa queda [RCCM05]: ELEMENTO NIVEL PRESION (bar) Tª (ºC) RADIO S(Mpa) Hr Hn Secundario 3 17.1 50 865 117 12.69 20 Primario (superior) 1 18 60 865 117 13.41 20 110 Primario (Inferior) 1 18 60 865 117 13.41 20 Tabla 5. Espesores requeridos y nominales Donde S es la tensión admisible del material, Hr es el espesor requerido. Hn es el espesor nominal. Aquí podemos ver que hay un sobredimensionamiento del 49% para los elementos de nivel 1 y del 57,6% para los materiales de nivel 3. 8.2 Diseño del espesor de las elipses de cerramiento Para el diseño de las zonas hemielipsoidales, las ecuaciones que determinan el espesor de las paredes viene en los anexos del código RCCMX. Figura 46. Zona de dimensionamiento semielipsoidal. El caso de las zonas en forma de semielipsoide, con dos radios distintos, tenemos varias ecuaciones que modelan distintos efectos con distinta importancia, de tal manera que el efecto dominante queda reflejado y cubierto. Así, elegiremos el espesor máximo que nos de alguna de ellas. Por extensión también cubriremos el resto de fuerzas que pudieran afectar [RCCM05]. 111 ⎛D ⎞ eb = M ⋅ (0,75 ⋅ R + 0,2 ⋅ Di ) ⋅ ⎜ i ⎟ ⎝ r ⎠ e y = β ⋅ (0,75 ⋅ R + 0,2 ⋅ Di ) ⋅ es = 0 , 55 ⎛P⎞ ⋅ ⎜⎜ ⎟⎟ ⎝ fa ⎠ 0 , 667 P f P⋅R 2 ⋅ f ⋅ z − 0,5 ⋅ P En este caso, podemos despreciar ey, ya que es mayor que 0.005*Di=8.65. De esta manera, las ecuaciones a considerar son: e min = Max _[es , e y , eb ] D ⎞ P ⎛ ⎜ 0,75 + 0,2 ⋅ i ⎟ ⋅ R⎠ f ⎝ e min = Max _[es , e y ] 0.015 0.601 11.42 13.296 20 0.015 0.601 12.09 14.077 25 Tabla 6. Espesores requeridos y nominales de la zona elíptica En este caso podemos ver que los sobredimensionamientos están entre el 50% y el 75%. El sobredimensionamiento en este caso esta mas que justificado ya que, como explicábamos anteriormente, puede que la zona de unión de las dos elipses tenga mayor tensión que cualquiera de las demás partes. 9 Dimensionamiento del soporte 9.1 Introducción El soporte es la unión del intercambiador con el resto de las estructuras del reactor y una parte fundamental del intercambiador de calor. Este no sólo debe estar dimensionado para aguantar el peso del mismo, sino que además debe tenerse en cuenta la posibilidad de sismo en el lugar de construcción. Además, las cargas en toberas también ejercen esfuerzos 112 longitudinales en el sistema, pero no las vamos a considerar en este apartado. 9.2 Metodología Para el cálculo del soporte vamos a considerar el intercambiador como una viga empotrada en el extremo. Tenemos asimismo en el intercambiador unas guías laterales a 8,5 metros. Para estar del lado de la seguridad no vamos a considerarlas en este análisis. En primera instancia calculamos groso modo el peso del intercambiador, y lo aplicamos al centro de masas del mismo. Luego calcularemos las reacciones en la zona más desfavorable para el caso más desfavorable de aplicación de cargas. Luego compararemos la reacción en ese punto con la tensión máxima de membrana y se obtiene el área, de donde sacaremos el espesor requerido. 9.3 Peso del intercambiador El peso del intercambiador lo calcularemos de una manera general, sin tener los detalles en cuenta. El peso será la suma del peso del agua y del peso del acero. Para simplificar los cálculos consideraremos que estamos ante un cilindro de 12 metros de altura. De esta forma, tendremos un peso más elevado y estaremos del lado de la seguridad. También debemos considerar los tubos de paso del circuito primario que son de acero. El peso del agua de un cilindro equivalente será: El peso del acero (cuya densidad es de 7,8g/cm³) será: 113 Los términos en el volumen del acero corresponden al contorno de la vasija, a las tapas de la misma y a los tubos de acero del interior. En total, el acero y el agua pesan unas 54 Tm. 9.4 Aceleraciones de un sismo en el lugar considerado y frecuencia propia del intercambiador Para poder estimar cómo afecta un terremoto a la estructura, hallaremos la primera frecuencia propia del intercambiador de calor. Para ello consideraremos una viga empotrada con la masa concentrada en el centro de masas. Asimismo se considerará una sección constante de 1800 mm de diámetro y una masa total de 54 toneladas a lo largo de 12 metros. Lo que en este capítulo se pretende comprobar es que las frecuencias propias de excitación están en la zona estable de respuesta de los terremotos en esa región geográfica. Las frecuencias que van a ser importantes para nosotros son, de una parte la 1ª frecuencia propia de vibración que excitará la viga de manera transversal, y de otra la frecuencia que excite el intercambiador de manera vertical, que en nuestro caso será la 3ª frecuencia de excitación. Figura 47. Modos de vibración de una viga empotrada Acudiendo al Roark podemos utilizar las fórmulas que definen estos modos de vibración para una viga en voladizo. La primera frecuencia propia según el sistema simplificado es [ROARK]: 114 Donde E es el modulo de Young (190 Gpa), I es el momento de inercia, W es la masa total concentrada en el centro de masas y L es la longitud total de la viga que modela el intercambiador. La frecuencia de excitación propia que actúa de forma transversal al sistema es 5,9Hz. Figura 48. Viga empotrada El otro modo de vibración que nos interesa según el Roark es el modo 3º. Este modo es el que afecta de manera longitudinal, actuando sobre el eje del intercambiador. Este modo se halla del mismo modo que el primero pero cambiado el coeficiente que multiplica [ROARK]. Las aceleraciones para el lugar considerado con el espectro típico de un sismo localizado en esa zona responden las graficas de aceleración que se muestran más abajo. El espectro que se muestran a continuación es la respuesta en aceleración a distintas frecuencias propias para un sismo situado en la zona de instalación de los intercambiadores de calor. 115 Como podemos apreciar, la frecuencia propia del intercambiador está en una zona estable a la respuesta, cuya aceleración en el eje Z es de 4 m/s² Para el caso de las aceleraciones en el plano perpendicular al eje longitudinal (plano X-Y) también estaremos dentro de la zona de estabilidad y las aceleraciones también serán constantes y de un valor de 1,65m/s². Como vemos, para la frecuencia propia del intercambiador, el sismo se comporta de manera estable. Para dimensionar el soporte del intercambiador utilizaremos las aceleraciones con el peso añadido para asegurarnos el caso más desfavorable. 9.5 Dimensionamiento del soporte Consideramos un soporte como el que se presenta en las figuras 49 y 50. Figura 49. Detalle del soporte del intercambiador 116 Figura 50. Vista en planta del soporte Como ya se ha avanzado en la introducción al capítulo 9, para hallar las reacciones se considerara una viga empotrada con tres apoyos repartidos tal y como indica la figura superior. El caso más desfavorable es aquel en el que el intercambiador ejerza la mayor presión de contracción sobre una de las patas y reparta la tracción entre las otras dos. Esto podríamos modelarlo como indica la figura inferior. Figura 51. Cargas sobre el soporte 117 Donde el momento viene definido por las fuerzas horizontales del centro de masas del intercambiador. L1 y L2 son las distancias a la pata más desfavorable y al punto medio de las otras dos patas respectivamente. L1= 0,812 m L2= 0,406 m La fuerza vertical (Fv) la situamos en el centro, ya que modeliza tanto el peso del intercambiador como la actuación vertical del sismo. Calculamos el valor de Fv y del M en el punto de aplicación. Figura 52. Cargas sobre el intercambiador La fuerza vertical será, en el caso más desfavorable, la masa del intercambiador multiplicado por la resta de la aceleración de la gravedad menos la aceleración debida al sismo en la dirección Z que será de 4 m/s². La fuerza horizontal será aceleración en el plano perpendicular al eje horizontal multiplicada por la masa del intercambiador. 118 Luego el momento que tendremos en el punto de aplicación será la fuerza horizontal multiplicada por la distancia de aplicación de la fuerza que en este caso son 6m: El caso más desfavorable será aquel en el que la pata que está sola deba soportar los esfuerzos de compresión debidos al momento flector desfavorable y la aceleración del sismo sea hacia el eje positivo de las Z´s. El problema es un problema hiperestático que genera unas reacciones verticales y unos momentos en A y en B, de las cuales nos interesan las reacciones en A por ser el punto más desfavorable. Como podemos observar, el momento flector generado debido al peso contrarresta el momento flector de la fuerza horizontal, así que no lo consideraremos para los cálculos. Sí consideraremos sin embargo el peso del intercambiador repartido entre las patas, ya que si bien es poco importante respecto al momento de las fuerzas horizontales, al considerarlo estamos añadiendo seguridad a los cálculos. El momento flector en el punto M provoca una reacción [PRON] de compresión en A de 706,7 KN, y un tercio del peso supone 104,4 KN, por lo que la suma total da 811,1 KN. Teniendo en cuenta que la tensión máxima admisible es de 117Mpa podemos seguir: Luego: Sabiendo cómo es la geometría de la pata y haciéndola depender del espesor vemos que: 119 Siendo r el radio medio e igual a 812,5mm. Resolviendo la ecuación sale que el espesor es de 8,14 metros. El espesor requerido es de 8,14mm, pero el espesor nominal será de 20 mm por seguridad, lo que supone un sobredimensionamiento del 145%. 120 Capítulo 7 CÁLCULO MEDIANTE EL MÉTODO DE ELEMENTOS FINITOS En este apartado, se procederá a la validación del intercambiador de calor y de los picajes teniendo en cuenta el pre dimensionamiento llevado a cabo en otros capítulos del proyecto. Hay numerosos códigos numéricos que aplican el método de los elementos finitos (MEF), pero en este proyecto se utilizará ANSYS. Este código numérico nos proporciona valores de tensión atendiendo a varios criterios, en este caso, los valores tensionales obtenidos seguirán el criterio de Tresca. Para tener una noción sobre la base de funcionamiento de este tipo de programas, a continuación se muestra una breve introducción del método de elementos finitos, MEF. 1 Introducción al método de elementos finitos El procedimiento para realizar cualquier estudio se centra, generalmente, en separar los sistemas en elementos o componentes individuales cuyo comportamiento pueda conocerse sin dificultad, y a continuación reconstruir el sistema original para estudiarlo a partir de sus componentes. Con excepción de las estructuras de barras, la mayor parte de las estructuras de arquitectura e ingeniería son de naturaleza continua, y por tanto no pueden expresarse en forma precisa en función de un número pequeño de variables discretas. Un análisis riguroso de dichas estructuras precisa la integración de ecuaciones diferenciales que expresan el equilibrio de un elemento diferencial genérico de las mismas. El método de los elementos finitos es un procedimiento de aproximación de problemas continuos de tal forma que: El continuo se divide en un número finito de partes o elementos cuyo comportamiento se especifica mediante un número concreto de parámetros. La solución del sistema completo como ensamblaje de los elementos que sigue las mismas reglas que se aplican a los problemas discretos. 122 Aunque las estructuras continuas son inherentes tridimensionalmente, en algunos casos su comportamiento puede describirse adecuadamente por modelos matemáticos bidimensionales o incluso unidimensionales. El método de los elementos finitos es hoy día el procedimiento más potente para el análisis de estructuras de carácter uni, bi o tridimensional, sometidas a las acciones exteriores más diversas. Las etapas básicas del análisis son las siguientes: 1. Seleccionar un modelo matemático apropiado para describir el comportamiento de la estructura, definiendo las propiedades mecánicas de cada uno de los materiales que lo componen, así como el carácter de deformación del mismo. 2. Discretización de la estructura en porciones no intersectantes entre sí, denominadas “elementos finitos”, dentro de las cuales se interpolan variables principales, en función de sus valores en una seria de puntos discretos del elemento denominados “nodos”. Los elementos se conectan entre sí por los nodos situados en su contorno. Esta es la parte fundamental de este preproceso. 3. A partir de la expresión del Principio de los Trabajos Virtuales, se obtienen las matrices de rigidez, k, y el vector de cargas, f, para cada elemento. 4. Ensamblaje de las matrices de rigidez y el vector de carga elementales en la matriz de rigidez global de toda la malla de elementos finitos, K, y el vector de cargas sobre los nodos, F. 5. El sistema de ecuaciones resultante k·a=f se resuelve para calcular las variables incógnitas (movimientos de todos los nodos de la malla). 6. Cálculo de las deformaciones y tensiones de cada elemento, así como las reacciones en los nodos con movimientos prescritos. Una vez realizadas las distintas etapas, tenemos que interpretar y presentar los resultados numéricos obtenidos. 123 Las etapas 3 a 6 son las que implementamos en el ordenador con el método de los elementos finitos. Una vez estudiados los resultados, pueden efectuarse modificaciones de cualquiera de las etapas anteriores. Las estructuras a estudiar tienen infinitos grados de libertad y, por tanto, para conocer cuál sería su comportamiento frente a la acción de cargas exteriores debería ser necesario integrar las correspondientes ecuaciones diferenciales de equilibrio. Sin embargo, este tipo de análisis es con frecuencia de gran dificultad o imposible, debido a la geometría de la estructura, la naturaleza de las condiciones de contorno, la distribución de las propiedades mecánicas de los materiales, el tipo de cargas, etc., y en la práctica es necesario utilizar métodos simplificados que nos permitan analizar la estructura de manera aproximada. El método de los elementos finitos es uno de los procedimientos que existen para aproximar el comportamiento de una estructura con infinitos grados de libertad por el de otra, con prácticamente las misma propiedades físicas y geométricas, pero con un número finito de grados de libertad, cuyas ecuaciones de equilibrio pueden expresarse por un sistema algebraico de ecuaciones simultáneas con un número limitado de incógnitas. De esta forma sustituimos la estructura por un modelo teórico formado por una serie de elementos finitos, conectados entre si a través de sus nodos y sometidos a una serie de acciones externas. Una vez discretizada la estructura obtendremos las ecuaciones matriciales de la misma, a partir del estudio del equilibrio de los elementos que la componen. 2 Introducción a ANSYS ANSYS se utiliza para la resolución de una gran variedad de problemas [ANSY03], ya sean estáticos, dinámicos, lineales, no lineales, térmicos, electromagnéticos, etc. 124 El funcionamiento básico de ANSYS al igual que en el caso de la mayoría de los programas de elementos finitos, se puede resumir en tres etapas fundamentales: A) Preproceso En esta etapa se incluye todo lo referente a la geometría del problema, materiales, secciones, acciones externas, condiciones de contorno y mallado. Esta etapa a su vez se puede dividir en las siguientes fases: - Dibujo del modelo, ya sea mediante el propio ANSYS o importado de otro programa, como puede ser el AUTOCAD, SOLID EDGE, etc. - Elección el tipo de elemento, que será función de la geometría y del tipo de cálculos a realizar. - Elección de los materiales. Este programa cuenta con una librería donde están numerados una gran cantidad de materiales, aunque también pueden ser definidos por el usuario. - Asignación a cada componente del modelo el tipo de elemento y material previamente definidos. - Mallado de los componentes. En fase es donde se realiza la discretización, dividiendo así el componente continuo en una serie de nodos y elementos finitos. - Aplicación de las cargas. - Definición de las condiciones de contorno y condiciones iniciales. B) Solución En esta etapa se calcula el modelo generado anteriormente, mediante la resolución del sistema de ecuaciones a partir de los datos introducidos. Se resuelven las ecuaciones algebraicas, ya sean lineales como no lineales, para obtener un resultado discretizado (desplazamientos, temperaturas, tensiones, etc., en los nodos). Para obtener el resultado final, el programa sigue una serie de pasos que se muestran a continuación: 125 - Definición del tipo de estudio a realizar (estático, dinámico, térmico, etc.). - Configuración de los parámetros de cálculo. - Inicio del cálculo, donde el programa empieza por transmitir las cargas al modelo, generando así las matrices de rigidez. Después se produce la triangulación de la matriz resolviendo el sistema de ecuaciones y generando la solución. C) Postproceso Una vez que se ha generado la solución el siguiente paso es observar y analizar los resultados. En el caso de ANSYS, en el “postprocesador” hay numerosos comandos para mostrar de formas muy diversas los resultados, desde la deformada y el campo de tensiones, hasta videos donde se aprecia las modos principales de deformación, pudiendo así comprobar si los resultados son correctos. 3 Tipos de elementos utilizados Los elementos utilizados en ANSYS para la modelización del intercambiador son el shell63 y el shell57. La utilización de uno u otro depende de las características de las que queramos dotar al modelo de elementos finitos. SHELL 63 El elemento SHELL 63 tiene capacidades tanto de membrana como de flexión, permitiendo cargas sobre el plano y normales a él. Este elemento tiene seis grados de libertad en cada nodo: tres en las direcciones X, Y y, Z, y otros tres debidos a las rotaciones según los ejes anteriores. Este elemento tiene las características de permitir grandes deformaciones y el endurecimiento del material por aplicación de tensiones. También nos permite la opción de utilizar una matriz de rigidez tangencial muy consistente para el caso de análisis de grandes deformaciones. La siguiente figura muestra la geometría de un elemento SHELL 63 [ANSY03]. 126 Figura 53. Geometría del elemento SHELL63 SHELL 57 El elemento SHELL57 es un elemento de tipo térmico, es decir, tiene capacidad de conducción. Posee cuatro nodos con un solo grado de libertad, temperatura, en cada nodo. Este elemento es aplicable a configuraciones en 3-D. Si el modelo que contiene este elemento debe ser analizado de manera estructural, los elementos SHELL57 deben ser modificados (en nuestro caso pasaremos todos los elementos de este tipo al SHELL63) [ANSY03]. Figura 54. Geometría del elemento SHELL57 127 4 Metodología de trabajo En primera instancia se implementa la geometría del modelo y las propiedades del material del que va a ser fabricado. En nuestro caso, en primer lugar se implementan en el modelo los elementos tipo SHELL57 con sus características de conductividad y los coeficientes de convección, ya que el análisis de tensiones debe pasar antes con la temperatura en el caso más desfavorable. Una vez calculada la distribución de temperaturas, se debe cambiar el tipo de elemento, ya que utilizando el SHELL57 no podría darnos las tensiones que necesitamos para la validación. Así que cambiamos todos los elementos SHELL57 a SHELL63, dándole a este último todas las propiedades que necesita para comportarse como le corresponde tales como el módulo elástico, los coeficientes térmicos de expansión, el coeficiente de Poisson, su densidad Una vez cambiados el tipo de elementos se procede a la aplicación de las presiones, las aceleraciones y las cargas de las toberas. Luego se aplicarán las condiciones de contorno. 5 Condiciones de contorno Las condiciones de contorno son muy importantes a la hora del análisis, ya que el hecho de que estén mal puestas puede llevar a resultados y a conclusiones erróneas sobre el problema considerado. Consideramos dos tipos de condiciones de contorno: • Térmicas o Se imponen los coeficientes de convección del agua. • Mecánicas o Los elementos unidos mediante pernos al hormigón tienen un desplazamiento vertical nulo. 128 o Los elementos empotrados tienen restringidos el desplazamiento en las direcciones X e Y. o Los elementos empotrados tienen restringidos el giro en las direcciones X, Y, Z. 6 Aplicación de las cargas Las cargas que se aplican al modelo de ANSYS son conservadoras. Las presiones elegidas para el dimensionamiento que cumplen con lo exigido en el código [RCCM05]son las siguientes: • Presión de 18bar al primario • Presión de 17,1bar al secundario • Peso propio • Fuerzas en cada uno de los picajes dependientes del agua a presión que entra en el intercambiador. 7 Análisis de los resultados Inicialmente se construye el modelo del intercambiador. 1 ELEMENTS 52 521 Y 14 Z 15 531 53 41 411 62 63 22 221 61 17 16 21 211 64 31 311 23 231 Figura 55. Modelo en ANSYS 51 511 X 129 Como se ha comentado en metodología, lo primero que hacemos es aplicar las temperaturas al modelo con sus elementos característicos correspondientes. El análisis de temperaturas ofrece las siguientes figuras. Figura 56. Distribución de temperaturas en el intercambiador Como podemos ver en el análisis de temperaturas, el primario está a 60ºC mientras que el secundario esta a 50ºC. La temperatura considerada para el aire es de 15ºC. Estas temperaturas corresponden con las presiones de 18 y 17.1bar que se han considerado anteriormente. Podemos ver el equilibrio de temperaturas en el soporte del intercambiador, y en la placa de tubos que hace de barrera entre los fluidos a distintas temperaturas. 130 1 NODAL SOLUTION JUN 30 2008 14:57:53 SUB =1 TIME=1 TEMP (AVG) SMN =15.109 SMX =59.918 Y Z X MN MX 15.109 25.067 20.088 35.024 30.046 44.982 40.003 54.939 49.96 59.918 Figura 57. Distribución de temperaturas en el soporte Figura 58. Distribución de temperaturas 3en la placa tubos. La figura superior corresponde a un modelo distinto de ANSYS, tiene unas condiciones de contorno distintas al análisis de la carcasa ya que al haber modelado un cuarto de del intercambiador en 3-D se considera que la transferencia de calor en las paredes es nula. También se ha impuesto la temperatura de los tubos, y a pesar de ver la distribución de temperaturas, el análisis está más enfocado al análisis de tensiones que se muestra abajo. El análisis de tensiones para la placa de tubos se ofrece en la figura 59. 131 Figura 59. Tensiones en la placa tubos Para el análisis de tensiones de la carcasa (fig. 60) debemos tener en cuenta que los picajes necesitan un análisis de detalle para sus tensiones, por lo que quedan excluidos de este primer análisis. Figura 60. Distribución de tensiones en el intercambiador . 132 En la figura superior tenemos la tensión de membrana o tensión principal para toda la vasija del intercambiador. Como vemos, se han eliminado los picajes por ser sus tensiones más elevadas de lo permitido. Podemos ver que las tensiones máximas se dan, por una parte en el primario en la unión de los radios que conforman la cabeza elíptica, lo cual era un resultado esperable debido a la acumulación de tensiones en esos puntos. Por otra parte, las tensiones se concentran en las uniones de los picajes, lo cual parece lógico si tenemos en cuenta que son discontinuidades en el cilindro. Figura 61. Distribución de tensiones membrana+frexión Si analizamos con un poco más de detalle la zona del secundario, vemos que, al añadirle los picajes y las cargas que estos implican, las tensiones aumentan. 133 1 NODAL SOLUTION STEP=1 SUB =1 TIME=1 SINT (AVG) TOP DMX =.012822 SMN =56562 SMX =.158E+09 Z X Y MX MN 56562 .352E+08 .176E+08 .704E+08 .528E+08 .106E+09 .879E+08 .141E+09 .123E+09 .158E+09 Figura 62. Distribución de tensiones en el secundario Para el dimensionamiento del soporte, cortamos el modelo ya calculado, que tiene un aspecto como el de la figura de abajo. 1 ELEMENTS JUN 30 2008 12:28:01 Y Z X Figura 63. Detalle del soporte Las tensiones que aparecen son fruto, por una parte de la placa de tubos que está ligeramente por encima de los picajes, y por otra de los picajes en sí mismos. 134 1 NODAL SOLUTION STEP=1 SUB =1 TIME=1 SINT (AVG) TOP DMX =.012822 SMX =.238E+09 MX Y Z X 0 .529E+08 .265E+08 MN .106E+09 .794E+08 .159E+09 .132E+09 .212E+09 .185E+09 .238E+09 Figura 64. Tensiones en el soportado. Si hacemos una fotografía de detalle del soporte del intercambiador podemos ver que las paras están muy bien dimensionadas, ya que no sufren prácticamente. 1 NODAL SOLUTION STEP=1 SUB =1 TIME=1 SINT (AVG) TOP DMX =.012822 SMX =.105E+09 MX Z Y 0 .233E+08 .116E+08 X MN .466E+08 .349E+08 .698E+08 .582E+08 .931E+08 .815E+08 .105E+09 Figura 65. Detalle de la distribución de tensiones en las patas. Al analizar la zona superior del primario, llama en seguida la atención el alto valor de la tensión equivalente. Esto se explica de nuevo por la acción de los picajes y su actual diseño. 135 1 NODAL SOLUTION JUN 30 2008 13:21:29 STEP=1 SUB =1 TIME=1 SINT (AVG) DMX =.007538 SMN =.724E+07 SMX =.270E+09 17 MN 21 211 23 231 MX 22 221 16 31 311 61 .724E+07 .656E+08 .364E+08 .124E+09 .947E+08 64 .241E+09 .182E+09 .153E+09 .211E+09 .270E+09 Figura 66. Detalle de didtribución de tensiones en el cabezal primario. A modo de resumen, esta tabla muestra las tensiones para los casos en los que contamos con Presión, Peso propio y Fuerzas ejercidas por los picajes. TENSIONES (Mpa) Parte del casco Zona concreta Zona alargada CARGA: [PP+Pd+(F/M)picajes] Tipo Admisibles Calculados σm 117. 75. σm+b 175. 85. σm 117. 50. σm+b 175. 135. σm 117. 65. σm+b 175. 105. σm 175. 102. sin Cilindro de discontinuidad revolución. Acceso a la placa tubular Fondo de las partes elípticas Zona central Acceso corona 136 Unión del Zona de fondo a la acometida carcasa. σm+b 175. 156. σm 175. 50. σm+b 175. 70. Tabla 7 Como se puede observar, la tensión admisible en de membrana en algunas partes es 117 y en otras 175. Esto es debido a que el RCC-MX permite, en algunas zonas concretas como en el acceso a la corona y en la zona de acometida tener la misma tensión admisible que a membrana + flexión. 137 Capítulo 8 CONCLUSIONES Como conclusiones del proyecto cabe destacar que en el análisis preliminar se han cumplido todos los requisitos del cliente. Se ha seleccionado el intercambiador más adecuado, sugiriendo la disposición del “Pitch” y dimensionado el área de intercambio para la correcta refrigeración del núcleo del reactor. En este apartado cabe destacar la comparativa entre los diferentes métodos de cálculo empleados para el coeficiente de convección tanto interior como exterior. Se han dimensionado asimismo los espesores de la vasija y del soporte, dándoles un margen de seguridad. Por otra parte se ha introducido un modelo simplificado en ANSYS, comprobando en este la valides de los resultados hallados en la teoría. Como conclusión, y de acuerdo con los pre dimensionamientos desarrollados y la breve verificación llevada a cabo, se puede determinar que la configuración propuesta de los intercambiadores de calor, parece ser satisfactoria para los esfuerzos correspondientes a distintas situaciones de operación, sin poner en peligro la integridad estructural de los mismos. Además, los resultados cumplen los requisitos del código de diseño. 138 Capítulo 9 FUTUROS DESARROLLOS Debido a la temprana fase de desarrollo en la que se encuentra el diseño del intercambiador, sería recomendable el análisis exhaustivo de algunas partes del intercambiador de calor tales como el contacto de los tubos con la placa tubular. Por otra parte, en la siguiente fase se procederá al análisis de detalle de los daños Tipo S (deformación progresiva y fatiga) y de Tipo P 139 BIBLIOGRAFÍA [INCRO96] Fundamentos de Transferencia de Calor. Frank P. Incropera/David P. De Witt [TIMO41] Resistencia de materiales I. S Timoshenko. [TIMO44] Resistencia de materiales II. S Timoshenko. [MART07] Mix de generación en el sistema eléctrico español en el horizonte 2030. Cristina Martinez Vidal/Victoriano Casajús Díaz [LINA07] Análisis de viabilidad económica de proyectos. José Ignacio Linares [WALK89] Industrial Heat Exchangers. G. Walker. [HARV91] Pressure component construction. Jhon F. Harvey [CHAP] Transmisión de calor. Alan P. Chapman [ROARK] Formulas for Stress and Strain. J. Roark/ C. Young [RCCM05] RCC-MX. Tomo I [RCCM05] RCC-MX. Tomo II [BOYA06] The Jules Horowitz Reactor core and cooling system desing. M. Boyard, JM. Cherel, C. Pascal, B. Guigon [IGOR05] The Jules Horowitz Reactor, a new Material Testing Reactor in Europe. D. Iracane (CEA, France). [IRIC07] The JHR reactor: a multipurpose asset for materials. D. Iricane/ P. Yvon [BULT99] Proces Component desing. P. Bulthod [WALA01] Chemical Proces equipment,selection & design. Stanley M. Walas [HERR07] Apuntes de Tecnología Energética. L. E. Herranz, J.I. Linares, B. Y. Moratilla [WHIT98] Fluid mechanics. Cooler d. White 140 [ICML04] Apuntes sobre Intercambiadores de calor. Método LMTD [DUFF02] Vibration Design of Mechanical Engineers, J.N. Macduff and R.P. Felgar [PRON] Prontuario Ensidesa [ANSY03] Ansys manual 141 Parte II ESTUDIO ECONÓMICO 142 143 Capítulo 1 ANÁLISIS DE VIABILIDAD ECONÓMICA. Dado que este es un proyecto de investigación, los resultados del costo de los intercambiadores no son una parte esencial del mismo. En cualquier caso parece cuanto menos interesante la estimación del precio de uno de los intercambiadoes. Existen varios métodos para la evaluación del coste estimado del proyecto, pero quizás el más interesante sea el método El-Sayed. El método El-Sayed está basado en función de los equipos trabajando en régimen nominal. Los cálculos económicos (experimentales) están basados el centrales eléctricas, sobre todo en ciclos combinados. Conviene destacar que, en general, los datos están referidos al año 1999, con lo que hará falta un reajuste que llamaremos CEPCI (que en el año 1999 tenía un valor de 434). Luego: La función que en este caso mejor describe el inmovilizado del proyecto es la que modela el precio para un interrefrigerador o prerrefrigerador, cuyo valor económico, referido al año 1999 es [LINA07]: Siendo δp las caídas de presión tanto en los tubos como en el secundario respectivamente. 144 Hace falta recordar que el calor a disipar no puede superar los 100.000KW, y que el incremento de temperatura media logarítmica debe estar entre 7 y 22. Este es el costo referido al año 1999. A día de hoy, y aplicando el CEPCI del año 2007 (602,3) tenemos: La inversión total requerida para cada uno de los intercambiadores será de $ 331.185,2. Así pues, la inversión total para el conjunto de los 3 intercambiadores de calor del circuito primario principal será: