Preuves des perfor- mances élevées du premier condenseur CB/A … · 2018-05-09 · 22 Revue ABB 6/1999 a société Evans Deakin Engineering Pty Ltd, Australie, est licenci ée

22 R e v u e A B B 6 / 1 9 9 9

a société Evans Deakin Engineering

Pty Ltd, Australie, est licenciée d’ABB Als-

tom Power. Elle a endossé la responsabili-

té du calcul, de la construction, de la fabri-

cation et du montage du condenseur de

vapeur et du système de dégazage de la

centrale à cycle combiné Smithfield Ener-

gy Facility de 180 MW, sise à 50 km au

sud-ouest de Sidney. Cette centrale est

équipée de 3 turbines à gaz et d’une turbi-

ne à vapeur pour la production d’énergie

électrique. 50 % de la quantité de vapeur

vive sont fournis à une papeterie, ce qui

constitue une contribution importante au

marché local de l’énergie. Les turbines à

gaz sont exploitées au gaz naturel. La tur-

bine à vapeur reçoit sa vapeur vive des

chaudières de récupération en aval des

turbines à gaz. Le condenseur à surface

du type axial CB/A a été développé par

ABB Alstom Power. Il travaille avec des

tours de refroidissement.

A cause des grandes quantités de va-

peur de processus, les systèmes installés

pour conditionner et en particulier pour dé-

gazer l’eau d’appoint doivent être à la fois

souples et hautement performants.

Le condenseur CB/A résulte de la pour-

suite du développement du condenseur

CB éprouvé placé sous la turbine à vapeur.

Il s’agit du premier condenseur à surface

du type axial jamais construit dans le

monde. La principale caractéristique de

cette nouvelle construction réside dans le

fait que la vapeur s’écoule horizontalement

en direction de l’axe de la turbine en pas-

sant de l’échappement BP vers la zone

des faisceaux de tubes.

Pendant la mise en service, pour étudier

les performances du condenseur et du

système de dégazage à vide, ABB Alstom

Power s’est associé avec la maison Evans

Deakin, le contractant NEPCO-Transfield

Joint Venture Company (NTJV), constitué

des sociétés d’ingénierie TRANSFIELD

Ltd, Australie, et de Zurn Nepco à Red-

mond, USA, ainsi qu’avec le client et pro-

priétaire de la centrale énergétique

Smithfield Energy Facility et la maison

Sithe Energies Australia Pty Ltd. Parmi les

autres objectifs du programme d’essai de

grande envergure, mentionnons l’obten-

tion de données détaillées pour les travaux

de développement futurs et pour vérifier

les règles de dimensionnement et mé-

thodes de calcul internes d’ABB Alstom

Power.

Condenseur de vapeur et système

de dégazage à vide

La mission du condenseur et du système

de dégazage de la centrale énergétique

de Smithfield Energy Facility consiste

à condenser la vapeur détendue quittant

la turbine à vapeur et à éliminer l’oxygène

du condensat principal et de l’eau d’ap-

point.

Condenseur de vapeur

A cause de leur influence sur la pression

de condensation de la turbine basse pres-

sion, les performances du condenseur

sont déterminantes pour le rendement de

l’ensemble de la centrale, et donc aussi

pour la puissance de sortie de l’alterna-

teur.

Par le biais de l’eau de refroidissement,

le condenseur forme aussi la liaison avec

l’environnement. En plus de sa mission

dans la centrale énergétique, il doit aussi

satisfaire des exigences écologiques. Cet

impératif important est respecté dans tous

les domaines par le condenseur d’ABB

Alstom Power – depuis la conception ther-

mique jusqu’à la fabrication et l’exploita-

tion – et garantit par la certification

ISO 14001 [1].

Le condenseur de surface du type

CB/A («A» signifie «axial») (tableau 1)

représente le résultat le plus récent du

2

1

Preuves des perfor-mances élevées dupremier condenseurCB/A à surface dutype axial

Dr Peter Baumann

Walter Novak

ABB Alstom Power

Felix Kuhn

Evans Deakin Engineering Pty Ltd

Des exigences particulières sont posées au condenseur de vapeur et

au système de dégazage à vide construit et fabriqué par Evans Deakin

Engineering Pty Ltd, Australie, licencié d’ABB Alstom Power. Ce conden-

seur est destiné à une centrale à cycle combiné de 180 MW située non loin

de Sydney. En plus de la fourniture d’énergie électrique au réseau, cette

centrale livre également de grandes quantités de vapeur de processus à

l’industrie locale. Un programme d’essai complet a montré que le conden-

seur CB/A à surface du type axial et le système de dégazage remplissent fa-

cilement les exigences de performances élevées sous les conditions d’es-

sai, tout en respectant les exigences écologiques. L’exploitation des me-

sures de grande envergure a permis de vérifier les méthodes de calcul

d’ABB Alstom Power et a fourni des données qui constitueront une base

fiable pour les travaux de développement futurs.

L

C O N D E N S E U R S À V A P E U R

R e v u e A B B 6 / 1 9 9 9 23

développement incessant des conden-

seurs CB introduits sur le marché en 1989.

Les perfectionnements des condenseurs

CB pour échappements de turbines axiaux

et latéraux sont fondés sur les données

d’exploitation pratique de 50 condenseurs

à disposition sous la turbine à vapeur en

exploitation dans le monde entier. La puis-

sance thermique de ce type de conden-

seurs s’étale sur une gamme de 10 à 250

MW [2].

En plus de leur mission principale qui

consiste à agir comme dissipateurs ther-

miques, les condenseurs acquièrent une

importance croissante à titre de compo-

sant principal du système de dégazage à

vide de centrales utilisant de grandes

quantités d’eau d’appoint. Jusqu’ici, on

considérait une quantité d’eau d’appoint

de 2 % de la vapeur vive comme typique.

Cette eau était introduite de manière dis-

continue dans le système via le conden-

seur. Actuellement, la quantité d’eau d’ap-

point peut atteindre 50 % du débit mas-

sique de vapeur vive de la turbine et doit

être ajoutée continuellement, par exemple

dans les systèmes à cycle combiné com-

plexes avec un fort soutirage de vapeur de

processus.

Système de dégazage à vide

Le système de dégazage à vide de la

centrale Smithfield Energy Facility est

fiable sous toutes les conditions d’exploi-

tation rigoureuses et assure une teneur en

oxygène résiduel en dessous de 7 ppb

dans le condensat qui quitte le puits du

condenseur. Cette valeur est atteinte

même sous les conditions les plus sé-

vères, lorsque le débit d’eau d’appoint

atteint l’ordre de 50% du débit massique

de la vapeur vive.

Tableau 1Principaux paramètres du condenseur

Type de condenseur CB/A-108-2x3164/25,4/07Nombre de passes 2Type de boîte à eau non diviséeMatériau des tubes acier inoxydable Matériau des plaques tubulaires acier inoxydableConnexion plaques-tubes par évasementLongueur des tubes 10,89 mSurface de refroidissement 5458 m2

Charge thermique 92,25 MWDébit massique de la vapeur vive 45,0 kg/sPression du condenseur 0,048 barTempérature d’entrée de l’eau de refroidissement 22 °CPerte de charge de l’eau de refroidissement 0,543 bar

Condenseur de vapeur CB/A de la centrale électrique à cycle combiné de 180 MW Smithfield Energy Facility, Australie 1


24 R e v u e A B B 6 / 1 9 9 9

Comme illustré par , deux éjecteurs

d’air à vapeur d’une capacité unitaire de

100 % sont disponibles pour purger le

condenseur et le système de dégazage à

3 vide. Les diaphragmes B1 et B2 détermi-

nent les parts respectives de capacité de

purge des éjecteurs attribuées au conden-

seur et au système de dégazage.

Une purge approfondie du dégazeur à

vide s’obtient en faisant passer une partie

de l’eau d’appoint à travers le condenseur

de purge. L’eau d’appoint est ensuite pré-

chauffée dans le réchauffeur d’eau d’ap-

point presque jusqu’à la température de

saturation à la pression qui règne dans le

condenseur. Ce faisant, la section supé-

rieure des corps de remplissage, où un

dégazage a tendance à être inefficace, est

minimisée. Cette méthode assure que le

dégazeur à vide fonctionne avec l’efficaci-

té la plus élevée sur toute la hauteur des

corps de remplissage, avec des corps de

remplissage de diamètre relativement

petit. La section de l’enveloppe du

condenseur qui reçoit l’eau du dégazeur à

vide est construite sous forme de déga-

zeur dit «à film tombant». Dans cette

construction, l’eau d’appoint est répartie

sous forme de film sur toute la longueur de

la paroi arrière du condenseur. On assure

ainsi le contact intensif de la vapeur

d’échappement fraîche pour un dégazage

final efficace de l’eau d’appoint.

Tant le condenseur de purge que le pré-

chauffeur d’eau d’appoint sont des échan-

geurs de chaleur à enveloppe et à tubes

conçus par ABB Alstom Power.

Condenseur de vapeur CB/A destiné à la centrale Smithfield Energy Facility en cours de fabrication dans les ateliers d’Evans Deakins

2

Return condensate

Not in operationduring tests

Make-upwater heater

Vacuumdeaerator

Steam turbine

Make-up water supply

O2

O2

O2

O2

Cooling water inCooling water out

T TT

T

T

T PT P

DP T TP

T TT T T T T T T T

T

T

P

TP

T

B1

B2

T P

O2

Steam jetair ejectors2 x 100%

Ventcondenser

Condenser

Air-cooler

PressureTemperatureOrificeOxygenconcentration

P

O2

Schéma des dispositifs de mesure installés pour les systèmes de condenseur et de dégazage à vide de Smithfield 3


R e v u e A B B 6 / 1 9 9 9 25

Détermination des paramètres

caractéristiques

Les performances du condenseur ont été

déterminées expérimentalement à l’aide

d’une instrumentation d’essai fondée sur

la norme ASME PTC 12.2 et sur les direc-

tives internes en vigueur. L’extension des

essais a dépassé les exigences stipulées

par la norme ASME PTC 12.2 pour de

telles mesures.

Les paramètres suivants ont fait l’objet

des mesures:

Charge thermique du condenseur

Cette charge a été déterminée à l’aide du

bilan thermique de l’installation. D’autres

données importantes ont été obtenues par

le système d’acquisition de données per-

manent de la centrale.

Débit de l’eau de refroidissement

Celui-ci a été déterminé par le biais du

bilan énergétique du condenseur à l’aide

de la charge thermique absorbée par le

condenseur.

Elévation totale de la température de

l’eau de refroidissement

L’élévation totale de la température de

l’eau de refroidissement a été saisie à l’ai-

de de capteurs Pt100 mouillés par l’eau et

montés dans des manchons spéciaux.

Deux points de mesure ont été placés à

l’entrée de l’eau et 8 autres ont été fixés

radialement sur la circonférence de la

conduite de sortie de l’eau de refroidisse-

ment.

Elévation locale de la température

de l’eau de refroidissement

L’élévation de la température de l’eau de

refroidissement a été mesurée localement

à la première et à la seconde passe des

tubes d’eau de refroidissement choisis.

Les capteurs de température ont été posi-

tionnés sur toute la section de la sortie de

la première passe d’eau de refroidisse-

ment, ainsi qu’à l’entrée et à la sortie de la

seconde passe. La température de l’eau a

été mesurée en 108 points au total et a

permis de déterminer l’élévation de la tem-

pérature de l’eau le long de tubes indivi-

duels. Les capteurs utilisés étaient formés

de thermocouples, avec la température de

l’eau de refroidissement à l’entrée servant

de référence. Ces mesures ont fourni des

profils d’élévation de température pour

toute la section du condenseur. Elles pro-

curent d’importantes informations sur le

comportement de condensation dans le

condenseur.

Température et pression dans le

condenseur

Sur le côté vapeur, le condenseur a été

complètement équipé de capteurs dits

combinés, pour la saisie simultanée de la

pression et de la température. Pour assu-

rer la mesure correcte de la pression, tous

les points de saisie de pression ont été

dotés de plaques de guidage ASME. Les

mesures ont été effectuées dans deux

plans du flux d’échappement, sur le trajet

entre la turbine et le condenseur, c’est-à-

dire dans la buse d’échappement cylin-

drique de la turbine (12 points de mesure)

et environ 300 mm avant les zones des

premières rangées de tubes (18 points de

mesure).

L’utilisation de capteurs combinés et le

nombre d’unités installées dépassent les

exigences stipulées par la norme ASME

PTC 12.2 pour cette zone.

La géométrie relativement étroite et

compliquée du trajet de la vapeur pro-

voque des conditions d’écoulement et de

pression très complexes. Une grande ins-

tallation de mesure était donc nécessaire

pour obtenir des données de pression suf-

fisamment précises pour des travaux de

développement futurs.

Essais de perte de vide

Les éjecteurs d’air à vapeur ont été isolés

du système et on a enregistré l’accroisse-

ment de la pression en fonction du temps.

Cet essai a fourni des informations sur

l’étanchéité de l’ensemble du système

évacué, c’est-à-dire sur le vide régnant

dans le système de dégazage à vide, dans

le condenseur et dans la turbine basse

pression.

Température du condensat

A l’aide de deux capteurs Pt100, on a

mesuré la température du condensat dans

la conduite d’extraction de condensat, en

aval du puits, mais en amont des pompes

principales d’extraction de condensat.

Perte de charge de l’eau de

refroidissement

La perte de charge sur le côté eau de

refroidissement à travers le condenseur a

été mesurée à l’aide d’un capteur différen-

tiel. Avant l’exécution des mesures, on

s’est assuré à l’aide des conduites de

purge que les boîtes à eau étaient com-

ABB prediction

Test 02 without make-up waterTest 06 with 19.34 kg/s make-up waterTest 07 with 24.21 kg/s make-up waterTest 07A with 24. 21kg/s make-up water,two SJAEs in operation

30

20

%

3.00

∆

k

k

3.05 3.10 3.15 3.25kW/m2K

10

0

–10

–20

–30

Divergences des coefficients de transmission de chaleur mesurés et des valeurs prévisionnelles selon les méthodes de calcul internes

∆k Divergence du coefficient de transmission de chaleur k

4


26 R e v u e A B B 6 / 1 9 9 9

plètement purgées. Les points de mesure

des buses d’eau de refroidissement se

trouvaient à environ 0,5 m des boîtes à

eau respectives.

Teneur d’oxygène dans le condensat

Ces mesures ont été exécutées avec des

instruments de la maison Orbisphere. Des

tubes flexibles en matière plastique haute-

ment étanche à la diffusion et des tubes et

armatures en acier inoxydable de haute

qualité ont été utilisés pour receuillir les

échantillons de mesure. Une pompe d’ex-

traction à vitesse variable a été utilisée

pour ajuster le débit du soutirage à la

valeur spécifiée pour les analyseurs

d’oxygène.

Facteur de propreté

Le condenseur a été examiné tant sur le

côté vapeur que sur celui de l’eau de re-

froidissement pour constater sa propreté

technique. Aucun signe de contamination

n’a pu être trouvé sur le côté eau de refroi-

dissement.

On a donc appliqué un facteur de pro-

preté de 0,85 pour l’évaluation des résul-

tats. Cette valeur est usuelle pour des ins-

tallations sans système automatique de

nettoyage de tubes et correspond aussi à

la valeur de dimensionnement.

Instrumentation d’essai et

données supplémentaires

Tous les points de mesure avec leurs

capteurs de haute précision installés tem-

porairement sont montrés dans . Pour

maintenir la simplicité du schéma,

quelques points de mesure utilisés pour

le contrôle du condenseur ne sont pas

montrés. Toutes les autres données né-

3

cessaires pour la détermination des éner-

gies et des bilans des masses ont été

dérivées des valeurs fournies par les ins-

truments.

Enregistrement des données

Pour le balayage et l’enregistrement auto-

matiques, on s’est servi du système d’ac-

quisition de données universel UNIDAS II

(Universal Data Acquisition System) d’ABB

Alstom Power [4]. Ce système permet de

traiter de grandes quantités de données

avec une précision élevée sous des condi-

tions expérimentales (tableau 2). Il est

spécialement conçu pour l’utilisation tem-

poraire dans des centrales électriques.

Des résultats hautement précis découlent

des transmetteurs qui forment une partie

intégrante du système d’enregistrement et

de traitement. Ceux-ci sont nouvellement

calibrés avant chaque utilisation. Ce systè-

me respecte toutes les exigences des

normes internationales en vigueur pour les

essais de garantie (ASME, DIN, BS, VGB,

ISO, IEEE, IEC, etc.).

Traitement des données

Le calcul de l’intervalle de confiance de

95 % des valeurs limites mesurées et de la

propagation des erreurs (par ex. lors de la

détermination du coefficient de transmis-

sion de chaleur global) prouve que le sys-

tème UNIDAS II respecte aisément les exi-

gences de précision de ce programme

d’essai de performances.

Résultats des essais

Pression du condenseur

et coefficient de transmission

de chaleur

La pression du condenseur dans le plan

immédiatement en amont des faisceaux

de tubes a été utilisée pour calculer le

coefficient de transmission de chaleur,

c’est-à-dire la valeur dite k. Cette méthode

correspond aux prescriptions du HEI [5],

de ASME PTC 12.2 et aux directives ABB.

Pour déterminer la pression du conden-

seur au niveau de ce plan, on a utilisé tous

les points dont les valeurs de mesure ne

différaient pas de plus de 0,002 bar de la

pression de saturation à la température

correspondante. Cette précaution était né-

cessaire pour assurer que seules des lec-

Tableau 2Précision de l’instrumentation d’essai ABB Alstom Power

Instruments Erreur de mesure Thermomètres à résistance ± 0,03 KThermocouples différentiels ± 0,02 KCapteurs de pression à l’échappement de la turbine ± 0,25 mbarCapteurs de pression différentiels ± 0,14 %Système d’acquisition des données ± 0,03 %

Steam flow

Test 02

1.3 K

7.6 K

First passSecond pass

Elévation mesurée de la température de l’eau de refroidissement lors de l’essai 02 (sans eau d’appoint)

Charge thermique: 112,7 MW; eau d’appoint: 0,0 kg/s

5


R e v u e A B B 6 / 1 9 9 9 27

tures de pression non faussées par une

accumulation de condensat dans les

lignes des instruments soient utilisées

pour l’évaluation. Ce faisant, la différence

de pression admissible ∆Pmax est donnée

par:

∆Pmax = Pexp – Psat(Texp) ≤ ± 0,002 bar

Dans cette équation, Pexp est la pression

expérimentale et Psat la pression de satu-

ration correspondant à la température

expérimentale Texp.

Ensuite, avec la pression connue du

condenseur, on a déterminé un coefficient

de transmission de chaleur expérimental et

on l’a comparé à celui des calculs de di-

mensionnement d’ABB Alstom Power.

Le tableau 3 montre la charge ther-

mique et la quantité d’eau d’appoint de 4

essais représentatifs 02, 06, 07 et 07A.

L’illustration montre la divergence entre

les données mesurées et les valeurs cal-

culées. Une bonne concordance règne

dans le cas de l’essai sans eau d’appoint

(02). A noter la différence des déviations

dans le cas des essais 06 et 07, c’est-à-

dire lors de l’exploitation avec de grandes

quantités d’eau d’appoint et un seul éjec-

teur d’air à vapeur en service. Dès que le

second éjecteur est mis en service, la

pression du condenseur s’améliore consi-

dérablement (essai 07A).

4

Ces résultats montrent que la pénétra-

tion d’air était plus élevée que prévue pen-

dant le programme d’essais (taux de pé-

nétration d’air triple du taux prévu). La

transmission de chaleur en était détériorée

lors des essais avec de grandes quantités

d’eau d’appoint, en particulier durant l’es-

sai 07. Toutefois, malgré la pénétration

d’air plus élevée, la purge des faisceaux de

tubes est restée efficace et les valeurs de

teneur en oxygène dans le condensat quit-

tant le puits sont restées encore bien en

dessous des 7 ppb garantis. Cela est

même valable pour l’essai 07 avec la

quantité d’eau d’appoint maximale.

Elévation locale de la température

dans les tubes individuels

Exploitation sans eau d’appoint

montre l’élévation de la température de

l’eau de refroidissement le long de la pre-

mière et la seconde passe lors de l’essai

02 (sans eau d’appoint). On y aperçoit clai-

rement la pénétration de la vapeur dans la

première passe des faisceaux de tubes et

l’influence locale de l’écoulement du

condensat sur les tubes sur les perfor-

mances du condenseur.

Sur les faisceaux supérieurs et infé-

rieurs de la première passe, la vapeur

et le condensat s’écoulent dans le même

sens à la périphérie supérieure. Il en résul-

te une structure de pelure d’oignon

5

Tableau 3Charge thermique et eau d’appoint de quatre essais représentatifs

Essai Charge Eau Eau d’appoint Nombre thermique d’appoint [% du débit d’éjecteurs [MW] [kg/s] de vapeur en service

principal]

02 112,7 0,0 0,0 106 100,2 19,34 29,5 107 92,9 24,21 37,3 107A 92,9 24,21 37,3 2

Steam flow

2.7 K

3.6 K

Test 02

Steam flow

30.6 °C

32.7 °C

Test 02

Elévation de la température de l’eau de la seconde passe(essai 02) illustrée avec une résolution plus élevée


6 Température d’entrée de l’eau de refroidissement dans la seconde passe (essai 02)


7


28 R e v u e A B B 6 / 1 9 9 9

typique qui décrit les performances du

condenseur le long du trajet d’écoulement

du condensat.

Dans la moitié inférieure du faisceau, la

vapeur et le condensat s’écoulent en sens

opposé. On peut voir clairement les en-

droits où la capacité de condensation est

réduite en raison du condensat qui s’écou-

le en cascade ou les endroits où elle aug-

mente jusqu’à presque la capacité de

condensation totale, à cause de l’effet

d’écran des plaques du refroidisseur d’air.

Les tubes du refroidisseur d’air montrent

également une capacité de refroidisse-

ment très élevée, en démontrant la purge

impeccable des faisceaux. Le comporte-

ment presque identique des faisceaux

supérieurs et inférieurs de la première

passe peut être expliqué par la plaque de

déflection de condensat entre les fais-

ceaux.

Dans la seconde passe, le profil de la

température de l’eau de refroidissement a

tendance à être homogène et la différence

maximale de l’élévation de température est

0,9 K. Un déflecteur à condensat entre les

faisceaux n’est pas nécessaire à cause de

la quantité relativement faible de conden-

sat.

Aperçu plus détaillé de la seconde

passe

présente un aperçu plus détaillé de

la seconde passe lors de l’essai 02, avec

une résolution plus élevée de la mesure de

l’élévation de la température de l’eau de

refroidissement. La structure plus plate ré-

sulte de la combinaison de trois effets:

• Inondation des zones de faisceaux par

la cascade de condensat

• Profil de la température de l’eau de re-

froidissement à l’entrée de la seconde

passe

• Conditions d’admission différentes de

la vapeur

– vapeur/condensat en courant paral-

lèle

– vapeur/condensat en contre-courant

On peut admettre que tous les tubes d’eau

de refroidissement de toutes les zones de

faisceaux présentent le même débit d’eau

de refroidissement.

Une caractéristique commune des fais-

ceaux supérieurs et inférieurs de la secon-

de passe réside dans le fait que l’élévation

de température est la plus faible sur la sec-

tion de faisceaux inférieure droite. Cela

provient d’une part de la température

d’entrée relativement élevée de l’eau ,

et d’autre part de l’inondation de cette

zone de faisceaux qui augmente progres-

sivement par le condensat qui s’écoule en

7

6

cascade vers le bas. En outre, la vapeur

qui pénètre dans les faisceaux s’écoule en

contre-courant par rapport au condensat

qui tombe vers le bas.

montre également une stratification

de l’élévation de la température de l’eau

de refroidissement et un maximum isolé

au faisceau inférieur. Un tel effet n’est nor-

malement pas prévisible avec une telle

configuration. La stratification peut aussi

s’expliquer par l’inondation des faisceaux

par le condensat qui cascade. Le maxi-

mum d’élévation de la température dans le

faisceau inférieur représente une «île» qui

peut s’expliquer par la répartition de la

température de l’eau de refroidissement à

l’entrée . Lorsque l’eau chaude atteint la

périphérie supérieure du faisceau inférieur,

l’élévation de température de l’eau de re-

froidissement y est plus faible qu’à l’inté-

rieur du faisceau. Même si la température

d’entrée de l’eau de refroidissement dans

la section centrale du faisceau inférieur est

plus basse que celle de la périphérie supé-

rieure, elle s’élève beaucoup moins que

celle de cette dernière. Ce fait peut aussi

s’expliquer par une plus forte inondation

des faisceaux et par une moins bonne ad-

mission de la vapeur à la périphérie infé-

rieure des faisceaux due au condensat qui

s’écoule en cascade.

Dans les zones où l’inondation par le

condensat n’exerce qu’une faible influen-

ce, la capacité de condensation est déter-

minée essentiellement par la température

d’entrée locale de l’eau de refroidisse-

ment. Ce fait est confirmé par les résultats

des mesure effectuées sur le faisceau su-

périeur de la seconde passe.

montre un phénomène intéressant:

premièrement, une température minimale

de l’eau de refroidissement prévaut dans la

section supérieure du faisceau supérieur,

au-dessus du trajet intérieur de la vapeur;

deuxièmement, dans la chambre d’inver-

sion, l’eau de refroidissement est stratifiée

de telle manière qu’on trouve un maximum

significatif de la température à la périphérie

du faisceau supérieur. Bien que cette péri-

phérie du faisceau supérieur soit bien

chargée en vapeur, on n’y constate pas

d’inondation significative par du conden-

sat qui provient du haut. Malgré les écou-

lements parallèles de la vapeur et du

condensat, l’élévation de la température

de l’eau de refroidissement est plus6

7

7

6

Steam flow

Second pass

0.8 K

6.8 K

First pass

Test 06

Elévation mesurée de la température de l’eau de refroidissement lors de l’essai 06 (avec eau d’appoint)


8


R e v u e A B B 6 / 1 9 9 9 29

faible que dans la zone des faisceaux avec

une température d’entrée de l’eau plus

basse.

Les calculs de dimensionnement de

condenseurs d’ABB Alstom Power sont

fondés sur des modèles physiques qui

tiennent compte des effets décrits ci-des-

sus. C’est ainsi que s’explique la con-

cordance serrée entre les valeurs cal-

culées et les valeurs mesurées des essais

02 et 07A.

Exploitation avec eau d’appoint

montre la distribution de l’élévation de

température de l’eau de refroidissement

de l’essai 06, dans lequel 29,5 % du débit

de la vapeur principale proviennent d’eau

d’appoint. La détérioration du profil de

l’élévation de température de l’eau de re-

froidissement, qui démontre une diminu-

tion de la capacité de transmission de cha-

leur du condenseur, est clairement visible.

Une augmentation encore plus poussée

de la quantité d’eau d’appoint se traduit

par les conditions montrées dans pour

l’essai 07. Dans ce cas, presque 40 % de

la quantité de vapeur vive proviennent

d’eau d’appoint. La comparaison des es-

sais 07 et 06 montre clairement la diminu-

tion de la capacité du condenseur provo-

qué par la couverture par l’air dans la zone

de refroidisseur d’air, avec un centre très

visible dans cette zone. Cela indique que

la charge totale non condensable dépasse

la capacité d’extraction d’un seul extrac-

teur d’air à jet de vapeur sous de telles

conditions d’essai.

Il en découle qu’une augmentation de

la capacité de purge ou que la limita-

tion des pénétrations d’air dans le conden-

seur à la valeur de dimensionnement de-

vraient se manifester par une augmenta-

tion significative des performances du

condenseur. Cette constatation est con-

firmée par le fait que la zone avec l’éléva-

tion de température de l’eau de refroidis-

sement la plus basse se trouve et se

maintient dans la section du refroidisseur

à d’air. Près de cette zone, un profil d’eau

de refroidissement constamment dirigé

vers le refroidisseur à air se forme. Cela

est cohérent avec le profil de pression du

côté vapeur qui confirme que le flux de

purge est toujours dirigé en direction du

refroidisseur d’air. La formation de zones

isolées, sans augmentation de la tempéra-

9

8

ture de l’eau de refroidissement à l’exté-

rieur de la zone du refroidisseur à air, est

empêchée par la conception des faisceaux

de tubes d’ABB Alstom Power. Il en dé-

coule qu’une capacité de purge plus éle-

vée ou la limitation des pénétrations d’air

se manifesteront toujours par une amélio-

ration des performances du condenseur

sous des conditions de charges non

condensables élevées, comme illustré en

évidence par les essais 06 et 07. Ce fait a

été clairement démontré par la modifica-

tion de l’exploitation avec l’utilisation de

deux éjecteurs d’air à vapeur (essais 07 et

07A).

La caractéristique de pression du

condenseur avec un et deux éjecteurs

d’air à vapeur en service est illustrée par

. L’élévation de température locale de

l’eau de refroidissement est aussi différen-

te pour ces deux cas. La situation montrée

dans se rapporte à l’élévation de la

température de l’eau de refroidissement

avec un éjecteur en service. Elle représen-

te le point de départ. Le mode d’exploita-

tion avec deux éjecteurs en service pré-

9

10

Steam flow

Second pass First pass

0.3 K

6.4 K

Test 07

Elévation mesurée de la température de l’eau lors de l’essai 07 (avec eau d’appoint)


9

09:33 09:36 09:38 09:41 09:44 09:47 09:50 09:53 09:56

bar

0.053

0.051

0.049

0.047

t

P

Pression mesurée dans le condenseur avec un et deux électeurs d’air à vapeur en service

Essai 07; 1 éjecteur en service P PressionEssai 07A; 2 éjecteurs en service t Temps

Eau d’appoint: 24,21 kg/s

10


30 R e v u e A B B 6 / 1 9 9 9

sente une phase transitoire (9:48 à 9:53)

. Celle-ci est suivie des conditions en

régime permanent . La tendance en

direction d’un fonctionnement impeccable

du condenseur est évidente. La raison de

l’amélioration importante des perfor-

mances est due à l’augmentation de la ca-

pacité de purge qui élimine rapidement

l’effet de couverture par l’air dans la zone

du refroidisseur d’air.

Teneur d’oxygène dans le

dégazage à vide et le système de

condensat principal

La valeur garantie de la teneur d’oxygène

dans le condensat provenant du puits est

11b

11a

7 ppb. Tous les essais ont prouvé et

montre que la teneur d’oxygène en amont

des pompes d’extraction de condensat

12

principales reste bien en dessous de cette

valeur. Même en cas de grandes quantités

d’eau d’appoint (essai 07), la teneur d’oxy-

gène dans le condensat du puits reste in-

férieure à 3,5 ppb, ce qui est dû de toute

évidence à la forte contribution fournie par

le dégazeur à film tombant.

Sous-refroidissement du

condensat

Le sous-refroidissement du condensat Tcs

est défini comme étant la différence entre

la température du condenseur (températu-

re de saturation à la pression du conden-

seur) Tc et la température du condensat

dans la conduite d’extraction de celui-ci

Tch:

Tcs = Tc – Tch

Comme montré par , le sous-refroidis-

sement du condensat est toujours négatif,

quelles que soient les conditions d’exploi-

tation.

Ce fait a aussi été vérifié par d’autres

essais. Il confirme les excellentes proprié-

tés de régénération du concept de

condenseur et souligne la contribution

considérable des condenseurs d’ABB

Alstom Power propres à minimiser les

pertes exergétiques de l’ensemble de

l’installation.

Perte de vide

Le mesure du taux de perte de vide du

condenseur permet de déterminer la pé-

nétration d’air dans toutes les parties du

système aux pressions inférieures à la

pression atmosphérique.

Un taux de perte de vide de 6 mbar/min

a été mesuré, ce qui a montré que pen-

dant les essais, la pénétration d’air était

environ trois fois plus élevée que le taux

13

Tableau 4 Perte de charge de l’eau de refroidissement ∆p

Essai Charge Eau ∆pe ∆pc (∆pe – ∆pc)thermique d’appoint mesuré calculé ∆pe

[MW] [kg/s] [bar] [bar] [%]

02 112,69 0,000 0,531 0,510 4,10006 100,21 19,340 0,534 0,554 – 3,60007 92,9 24,210 0,540 0,535 0,900

Steam flow


0.3 K

6.4 K

Test 07A( Time 09:48)

Steam flow


6.4 K

0.3 K

Test 07A( Time 09:53)

Elévation de la température de l’eau de refroidissement avec deux éjecteurs en service (essai 07A) mesurée pendant la phase transitoire (a) et en régimepermanent (b)


11

a

b


R e v u e A B B 6 / 1 9 9 9 31

prévisionnel. Comme prouvé par les essais

06 et 07, la perte de vide excessive exerce

une influence négative sur la transmission

de chaleur à travers les tubes de refroidis-

sement du condenseur, en particulier lors

de débits d’eau d’appoint élevés et avec

un seul éjecteur d’air en service.

Perte de charge du côté eau de

refroidissement

Le tableau 4 montre une bonne concor-

dance entre les résultats des essais et

les valeurs de dimensionnement d’ABB

Alstom Power. La précision des mesures

de la perte de charge a aussi permis de

vérifier le débit fourni par les pompes

d’eau de refroidissement.

Résumé des résultats d’essai

Les mesures exécutées montrent que les

performances du condenseur de vapeur

et du système de dégazage à vide de

Smithfield respectent facilement les exi-

gences du client sous les conditions

d’essai. On peut aussi constater claire-

ment que les excellentes caractéristiques

de régénération et aptitudes de dégazage

des faisceaux de tubes d’ABB Alstom

Power ne sont nullement perturbées par

les taux de pénétration d’air plus élevés

que prévus, même en cas de grands dé-

bits massiques d’eau d’appoint. Le traite-

ment des données montre par ailleurs que

les résultats expérimentaux illustrent la fia-

bilité des méthodes de calculs internes

des condenseurs de vapeur CB en dispo-

sition axiale.

Le succès du vaste programme de me-

sures et le fait qu’il ait été accompli pen-

dant un temps très court sont fortement

redevables à l’excellente collaboration

entre toutes les parties concernées.

Bibliographie

[1] EN ISO 14001 Certification. Environ-

mental Management System Specification

with Guidance for Use, édition 1996

[2] Condenser Type CB. Reference list

HTDM A20 003 and sales documentation

HTDM N09 144E. ABB Alstom Power,

Baden, Suisse.

[3] ASME PTC 12.2. Code on Steam

Condensing Apparatus. The American

Society of Mechanical Engineering. New

York, USA, 1983.

[4] UNIDAS II: Universal Data Acquisi-

tion System. Technical documentation

1A/HX610136. ABB Alstom Power,

Baden, Suisse.

[5] HEI (Heat Exchanger Institute): Stan-

dards for Steam Surface Condensers,

1995, Ninth Edition. Cleveland, Ohio,

USA

Adresses des auteurs

Dr Peter Baumann

Walter Novak

ABB Alstom Power

CH-5401 Baden

Suisse

Téléfax: +41 56 205 5959

E-mail:

[email protected]

[email protected]

Felix Kuhn

Evans Deakin Engineering Pty Ltd

12 Boundary Street

South Brisbane, QLD 4101

Australie

E-mail:

[email protected]

20

ppb

16

12

8

4

018:00:00 18:14:24 18:28:48 18:43:12 18:57:36 19:12:00 19:26:24

O2

t

Teneur d’oxygène dans le condensat (essai 06)


Tube à condensat O2 Teneur d’oxygèneaprès le dégazage à film tombant t Tempsaprès le dégazeur

12

0

K

–0.5

–1.090 95

Test 07 Test 02

100 105 110 115 120MW

Test 06

Cs

Chl

Sous-refroidissement du condensat (essais 02, 06, 07)

Cs Sous-refroidissement du condensat Chl Charge thermique du condenseur

13


Documents

Preuves des perfor- mances élevées du premier condenseur CB/A … · 2018-05-09 · 22 Revue ABB 6/1999 a société Evans Deakin Engineering Pty Ltd, Australie, est licenci ée