alto rendimiento del primer condensador de vapor cb/a ... · deaerator steam turbine make-up water...
TRANSCRIPT
22 R e v i s t a A B B 6 / 1 9 9 9
vans Deakin Engineering Pty Ltd de
Australia, licenciatario de ABB Alstom
Power, fue responsable de proyectar, cons-
truir e instalar el sistema de condensador
de vapor y desgasificador al vacío para la
central de ciclo combinado de 180 MW
situada en la planta de Smithfield Energy
Facility, a 50 km al sudoeste de Sidney. La
central tiene tres turbinas a gas y una a
vapor para la generación de energía, y su-
ministra también hasta el 50% del vapor
vivo, en forma de vapor de proceso, a una
planta papelera, contribuyendo así signifi-
cativamente al suministro local de energía.
Las turbinas a gas son explotadas con gas
natural. La turbina a vapor recibe vapor vivo
de las calderas de recuperación de calor
posconectadas a las turbinas a gas. El con-
densador de vapor, una unidad axial CB/A
de tipo de superficie desarrollada por ABB
Alstom Power, funciona con torres de refri-
geración.
Debido a las grandes cantidades de
vapor de proceso, los sistemas instalados
para acondicionar y, en especial, desgasifi-
car el agua de aportación deben ser flexi-
bles y muy eficientes.
El condensador CB/A es el resultado de
un nuevo desarrollo del acreditado conden-
sador CB, situado bajo la turbina a vapor;
es el primer condensador axial de superficie
de este tipo construido en el mundo. La ca-
racterística dominante del nuevo diseño es
que el vapor fluye horizontalmente en la di-
rección del eje de la turbina cuando pasa
de la zona de salida de baja presión a la
zona de haces tubulares.
Durante la puesta en servicio, ABB Als-
tom Power formó equipo con Evans Dea-
kin, la empresa contratista NEPCO-Trans-
field Joint Venture Company (NTJV) forma-
da por las empresas de ingeniería TRANS-
FIELD Ltd (Australia) y Zurn Nepco (Red-
mond, USA) y con Sithe Energies Australia
Pty Ltd, cliente y propietario de Smithfield
Energy Facility, para estudiar el rendimiento
del sistema de condensador de vapor y
desgasificador al vacío. Otros objetivos del
amplio programa de pruebas fueron la ob-
tención de datos concretos que pudieran
utilizarse como base para futuros desarro-
llos, así como comprobar las reglas de di-
seño y los métodos de cálculo utilizados
por ABB Alstom Power.
Sistema de condensador de vapor
y desgasificador al vacío
El sistema de condensador y desgasifica-
dor instalado en Smithfield Energy Facility
está destinado a condensar el vapor de
trabajo que sale de la turbina a vapor y ex-
traer el oxígeno del agua de aportación y
del condensado principal.
Condensador de vapor
Debido a su efecto sobre la contrapresión
de la turbina a vapor de baja presión, el
rendimiento del condensador tiene una in-
fluencia decisiva sobre el rendimiento de la
central en conjunto y, por lo tanto, sobre la
energía eléctrica generada por el alterna-
dor.
El condensador está también conectado
con el entorno a través del agua de refrige-
ración. Además de los requisitos de la cen-
tral debe satisfacer también las necesida-
des medioambientales. Los condensado-
res de ABB Alstom Power satisfacen este
requisito en todos los sentidos, desde el di-
seño térmico hasta la fabricación y funcio-
namiento, como queda garantizado por el
certificado ISO 14001 [1].
El condensador de superficie tipo CB/A
(la letra A significa «axial») (Tabla 1) es el
resultado de los últimos avances de los
condensadores CB, que empezaron a co-
mercializarse en 1989. El nuevo desarrollo
de los condensadores CB para turbinas
con salidas axiales y laterales de vapor está
basado en los datos de funcionamiento de
50 condensadores de todo el mundo situa-
dos bajo la turbina a vapor. El intervalo de
carga térmica de este tipo de condensador
varía entre 10 y 250 MW [2].
Además de por su función principal
como disipadores de calor, los condensa-
dores de las turbinas a vapor están ganan-
2
1
Alto rendimiento delprimer condensadorde vapor CB/A axialdel tipo de superficie
Dr. Peter Baumann
Walter Novak
ABB Alstom Power
Felix Kuhn
Evans Deakin Engineering Pty Ltd
El sistema de condensador de vapor y desgasificador al vacío proyectado y
construido por Evans Deakin Engineering Pty Ltd de Australia, licenciatario de
ABB Alstom Power, para la central de ciclo combinado de 180 MW situada cerca
de Sidney, tenía que satisfacer una serie de requisitos especiales. Además de
suministrar energía eléctrica a la red, la central también genera grandes can-
tidades de vapor de proceso para la industria local. Un exhaustivo programa de
ensayos ha demostrado que el condensador axial de vapor CB/A, de tipo de
superficie, y el sistema de desgasificación cumplen sin problemas los estrictos
requisitos de rendimiento en condiciones de prueba al mismo tiempo que sa-
tisfacen las necesidades medioambientales. La evaluación de las mediciones
intensivas realizadas ha demostrado la validez de los métodos de cálculo de
ABB Alstom Power y suministrado datos que serán una base fiable para los
futuros desarrollos.
E
C O N D E N S A D O R E S D E V A P O R
R e v i s t a A B B 6 / 1 9 9 9 23
do importancia por ser el componente prin-
cipal del sistema de desgasificación al
vacío en aquellas centrales que emplean
grandes cantidades de agua de reposición.
En el pasado se consideraba un 2 % de
vapor vivo como el valor característico de la
cantidad de agua de reposición, que nor-
malmente se suministraba al sistema de
forma discontinua a través del condensa-
dor. Actualmente el agua de reposición
puede suponer hasta el 50 % del flujo de
vapor vivo de la turbina y debe ser suminis-
trada de forma continua, tal como ocurre
en los sistemas complejos de ciclo combi-
nado con extracción a gran escala de vapor
de proceso.
Sistema de desgasificación
al vacío
El sistema de desgasificación al vacío utili-
zado en Smithfield Energy Facility resulta
fiable en condiciones difíciles de funciona-
miento y garantiza un contenido de oxígeno
residual de menos de 7 ppb en el conden-
sado que sale del pozo de condensados,
incluso cuando se necesitan grandes canti-
dades de agua de reposición, que pueden
llegar a ser de hasta el 50 % del caudal de
vapor que sale de la turbina.
Tal como puede verse en , se han ins-
talado dos eyectores de aire (nominalmen-
te uno solo en funcionamiento) con chorro
de vapor al 100 % para purgar el conden-
3
sador y el sistema de desgasificación al
vacío. Los orificios B1 y B2 determinan la
capacidad de purgación de los eyectores
asignada al condensador y la asignada al
sistema desgasificador.
Se asegura una purgación completa del
desgasificador al vacío haciendo pasar
parte del agua de reposición por el conden-
Tabla 1Parámetros principales de proyecto del condensador
Tipo de condensador CB/A-108-2x3164/25,4/07Nùmero de pasos 2Tipo de caja de agua No divididaMaterial de los tubos Acero inoxidableMaterial chapa de tubos Acero inoxidableConexión tubo-chapa ExpandidaLongitud de tubos 10,89 mSuperficie de refrigeración 5458 m2
Carga térmica 92,25 MWCaudal másico de vapor vivo 45,0 kg/sPresión en el condensador 0,048 barTemp. entrada agua refrigeración 22°CCaída presión agua refrigeración 0,543 bar
Condensador de vapor CB/A en la central de ciclo combinado de 180 MW de Smithfield Energy Facility, Australia 1
C O N D E N S A D O R E S D E V A P O R
24 R e v i s t a A B B 6 / 1 9 9 9
sador de purga. A continuación se preca-
lienta el agua de reposición en el corres-
pondiente calentador, a la presión del con-
densador, hasta alcanzar casi la temperatu-
ra de saturación. Para ello se reduce al mí-
nimo la sección superior del condensador,
donde la desgasificación tiende a ser muy
poco efectiva. Esto garantiza que el desga-
sificador al vacío funcione a máximo rendi-
miento en toda su altura con un diámetro
comparativamente pequeño. La sección de
la envuelta de condensador que recibe el
agua de reposición procedente del desga-
sificador al vacío ha sido diseñada como
desgasificador del «película descendente».
En este tipo de desgasificador, el agua de
reposición se distribuye en forma de pelícu-
la en toda la longitud de la pared trasera de
la envuelta del condensador, lo que produ-
ce un intenso contacto adicional con el
vapor que sale de la turbina para conseguir
una desgasificación efectiva del agua de
reposición.
Tanto el condensador de purgar como el
calentador de agua de reposición son inter-
cambiadores tubulares de calor diseñados
por ABB Alstom Power.
Determinación de los parámetros
característicos
El rendimiento del condensador fue esta-
blecido experimentalmente utilizando ins-
trumentación de prueba basada en ASME
Condensador de vapor CB/A para Smithfield Energy Facility, en procesode fabricación en los talleres de 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
Esquema del sistema de medición instalado para el sistema de condensación y desgasificación al vacío de Smithfield 3
C O N D E N S A D O R E S D E V A P O R
R e v i s t a A B B 6 / 1 9 9 9 25
PTC 12.2 y aplicando las directrices inter-
nas pertinentes. El alcance de las pruebas
iba más allá de los requisitos definidos por
ASME PTC 12.2 para dichas mediciones.
Se determinaron los siguientes
parámetros de la instalación:
Carga térmica al condensador
Se estableció mediante un balance energéti-
co de la instalación. Mediante el sistema per-
manente de adquisición de datos de la cen-
tral se obtuvieron otros datos pertinentes.
Caudal de agua de refrigeración
Se estableció mediante un balance energé-
tico del condensador con la ayuda de la
carga térmica determinada anteriormente.
Elevación total de la temperatura
del agua de refrigeración
La elevación total de la temperatura del
agua de refrigeración se midió con senso-
res Pt 100 en contacto con el fluido, intro-
ducidos en unos manguitos soporte espe-
ciales. Se establecieron dos puntos de me-
dida a la entrada del agua de refrigeración y
otros ocho situados radialmente y distribui-
dos en el perímetro, en torno a la tubería de
salida del agua de refrigeración.
Elevación local de la temperatura
del agua de refrigeración
La elevación de la temperatura del agua de
refrigeración fue medida localmente en el
primer y segundo paso de diversos tubos
de agua de refrigeración seleccionados
para este fin. Los sensores de temperatura
fueron situados en toda la superficie del
tubo de salida del agua de refrigeración del
primer paso y en los tubos de entrada y de
salida del agua de refrigeración del segundo
paso. La temperatura del agua de refrigera-
ción fue medida en un total de 108 puntos,
lo que permitió establecer la elevación de la
temperatura a lo largo de cada uno de los
tubos. Como sensores de temperatura se
utilizaron termopares; como valor de refe-
rencia se consideró la temperatura de en-
trada del agua de refrigeración. Las medi-
ciones permitieron construir perfiles del au-
mento de la temperatura en toda la sección
del condensador y aportaron suficiente in-
formación sobre el comportamiento de la
condensación en el condensador.
Presión/temperatura en
el condensador
En el lado de vapor, el condensador estaba
provisto con una cantidad suficiente de
sensores combinados que medían simultá-
neamente la presión y la temperatura. Para
asegurar una correcta medición de la pre-
sión, todos los puntos de toma de presión
fueron equipados con placas guía ASME.
La medición fue efectuada en dos planos
situados en la trayectoria de la corriente de
salida entre turbina y condensador, a saber,
en la tobera cilíndrica de salida de la turbi-
na (12 puntos de medición) y aproximada-
mente 300 mm antes de la primera fila de
tubos, en la zona de tubos del condensa-
dor (18 puntos de medición).
La utilización de sensores combinados y
el número de sensores superan holgada-
mente los requisitos estipulados para esta
zona en ASME PTC 12.2.
La geometría, relativamente estrecha y
compleja, de la trayectoria del vapor da
como resultado unas condiciones de flujo y
presión muy complejas. Por eso fue nece-
sario utilizar una instalación completa para
obtener datos suficientemente precisos de
la presión en el condensador, utilizables
para futuros trabajos de desarrollo.
Prueba de caída de vacío
Se aislaron los eyectores de aire por chorro
de vapor y se registró la elevación de la
presión en el condensador y en el sistema
de desgasificación al vacío. Esta prueba
suministró información sobre la estanquei-
dad al aire de todos los sistemas evacua-
dos, es decir, el sistema de desgasificación
al vacío, el condensador y la turbina de baja
presión.
Temperatura del condensado
Utilizando dos sensores Pt-100 se midió la
temperatura del condensado en la tubería
de extracción de este, situada a continua-
ción del pozo de condensados pero antes
de las bombas principales de extracción de
condensado.
Caída de presión del agua
de refrigeración
Mediante un sensor de presión diferencial
se midió la caída de presión en el lado de
agua de refrigeración del condensador.
Antes de realizar la medición propiamente
dicha se aseguró con las tuberías de purga
que las cajas de agua habían sido total-
mente purgadas. Los puntos de medida
en las boquillas de agua de refrigeración
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
Desviación de los coeficientes de transmisión de calor dadospor las mediciones respecto de los valores previstos en los cálculosde proyecto
∆k Desviación del coeficiente de transmisión de calor k
4
C O N D E N S A D O R E S D E V A P O R
26 R e v i s t a A B B 6 / 1 9 9 9
estaban a una distancia de aproximada-
mente 0,5 m de las cajas de agua corres-
pondientes.
Contenido de oxígeno en el condensado
Estas mediciones fueron efectuadas utili-
zando instrumentos de la empresa Orbi-
sphere. Para las tuberías de extracción se
utilizaron tubos flexibles estancos de plásti-
co, con gran capacidad de difusión, y tube-
rías y racores de acero inoxidable de alta
calidad. Se utilizó una bomba de extracción
de velocidad variable para regular el caudal
de acuerdo con el valor especificado para
los analizadores de oxígeno.
Factor de limpieza
Se inspeccionó el condensador tanto en el
lado de vapor como en el lado de agua de
refrigeración. La inspección demostró que
el condensador estaba químicamente lim-
pio y que no había rastros de contamina-
ción, especialmente en el lado de agua de
refrigeración.
Para evaluar los resultados se utilizó por
tanto un factor de limpieza de 0,85. Este
valor es normal en las instalaciones que no
disponen de sistema automático de limpie-
za de tubos y corresponde también al valor
de proyecto.
Instrumentación de prueba
y datos adicionales
En se muestran todos los puntos de me-
dición provistos de sensores provisionales
de alta precisión. (Para simplificar al máxi-
mo el diagrama no se muestran algunos de
los puntos de medida utilizados para eva-
luar el condensador). Los demás datos ne-
3
cesarios para establecer los balances ener-
géticos y de flujo másico se obtuvieron a
partir de lecturas de los instrumentos de la
central.
Registro de datos
Se utilizó el sistema universal de adquisición
de datos UNIDAS II [4] de ABB Alstom
Power, ya que permite realizar una explora-
ción y registro automáticos y, además, eva-
luar con gran precisión una mayor cantidad
de datos en las condiciones de pruebas in
situ (Tabla 2). El sistema ha sido concebido
especialmente para su uso temporal en cen-
trales eléctricas. La obtención de resultados
de alta precisión está garantizada por el uso
de transmisores, integrados en el sistema
de registro y evaluación, que se calibran
antes de cada uso. El sistema cumple los re-
quisitos de todas las normas internacionales
pertinentes para pruebas de garantía
(ASME, DIN, VGB, BS, ISO, IEEE, IEC, etc.)
Evaluación de datos
El intervalo calculado de confianza, 95 %,
para los valores medidos y propagación de
errores (por ejemplo cuando se calcula el
coeficiente total de transmisión de calor)
demuestra que el sistema UNIDAS II satis-
face holgadamente los requisitos de preci-
sión de este programa de pruebas de refe-
rencia.
Resultados de las pruebas
Presión en el condensador
y coeficiente de transmisión
de calor
Se tomó la presión del condensador en el
plano situado inmediatamente antes de los
haces de tubos para establecer el coefi-
ciente de transmisión de calor, el llamado
valor k, de acuerdo con HEI [5], con ASME
PTC 12.2 y con las directrices de ABB.
Para evaluar la presión del condensador
en dicho plano se utilizaron todos los pun-
tos de medida en los que la presión medida
no se desviaba en más de 0,002 bar de la
presión de saturación calculada para la
temperatura correspondiente. Esto era ne-
cesario para asegurar que en la evaluación
solo se utilizasen los valores de presión no
falseados por la acumulación de condensa-
Tabla 2Calificación estándar de la instrumentación utilizada por ABB Alstom Power en las pruebas
Tipo de instrumento Incertidumbre de medidaTermómetros de resistencia ± 0,03 KTermopares, diferencia de temperatura ± 0,02 KTransductor de presión en la salida de la turbina ± 0,25 mbarTransductores de diferencia de presión ± 0,14%Sistema de adquisición de datos ± 0,03%
Steam flow
Test 02
1.3 K
7.6 K
First passSecond pass
Elevación de la temperatura del agua de refrigeración medida en la prueba 02(sin agua de reposición)
Carga térmica: 112,7 MW; agua de reposición: 0,0 kg/s
5
C O N D E N S A D O R E S D E V A P O R
R e v i s t a A B B 6 / 1 9 9 9 27
do en las tuberías de los instrumentos. La
diferencia máxima de presión permitida,
Pmax, viene dada por:
∆Pmax = Pexp – Psat(Texp) ≤ ± 0.002 bar
donde Pexp es la presión experimental y
Psat la presión de saturación a la temperatu-
ra experimental, Texp.
Una vez conocida la presión en el con-
densador se determinó un coeficiente ex-
perimental de transmisión de calor; ambos
valores se compararon con los de cálculo
del proyecto realizado por ABB ALSTOM
POWER.
La Tabla 3 indica la carga térmica y la
cantidad de agua de reposición en cuatro
pruebas representativas, denominadas 02,
06, 07 y 07A. En , que muestra la des-
viación de los datos medidos respecto de
los calculados, puede observarse una
buena concordancia en la prueba realizada
sin agua de reposición (02). También es
digna de mención la diferencia en las des-
viaciones en las pruebas 06 y 07, es decir,
en el caso de funcionamiento con grandes
cantidades de agua de reposición y un
eyector de aire por chorro de vapor (SJAE)
en funcionamiento. En cuanto se pone en
marcha el segundo SJAE, la presión en el
condensador mejora de forma considerable
(prueba 07A).
4
Estos resultados indican que la infiltra-
ción de aire, superior a la prevista, que se
produce durante el programa de prueba
(aproximadamente tres veces el caudal de
infiltración de aire de proyecto) afecta en
cierto grado a la transmisión de calor en las
pruebas con grandes cantidades de agua
de reposición, especialmente durante la
prueba 07. Sin embargo, a pesar de la
mayor infiltración de aire, la purga de aire en
el haz de tubos mantuvo su efectividad y el
valor de oxígeno en el condensado que
salía del pozo siguió siendo mejor que el
garantizado, de 7 ppb, incluso en la prueba
07, en que se emplearon grandes cantida-
des de agua de reposición.
Elevación local de la temperatura
del agua en tubos individuales de
agua de refrigeración
Funcionamiento sin agua de reposición
En se muestra la elevación de la tempe-
ratura del agua de refrigeración a lo largo
del primer y segundo paso en la prueba 02
(sin agua de reposición). También se obser-
va la penetración de vapor en el primer
paso del haz de tubos y la influencia local
del caudal de condensados en el rendi-
miento del condensador.
En los haces superior e inferior del primer
paso, los flujos de vapor y de condensado
tienen la misma dirección en la parte perifé-
5
Tabla 3Carga térmica y agua de reposición en cuatro pruebas representativas
Prueba Carga Agua de Agua de Eyectores entérmica reposición reposición funcionamiento[MW] [kg/s] [% de caudal
de vapor]
02 112,7 0,0 0,0 uno06 100,2 19,34 29,5 uno07 92,9 24,21 37,3 uno07A 92,9 24,21 37,3 dos
Steam flow
2.7 K
3.6 K
Test 02
Steam flow
30.6 °C
32.7 °C
Test 02
Elevación de la temperatura del agua de refrigeraciónen el segundo paso (prueba 02), mostrada con unaresolución mayor
Carga térmica: 112,7 MW; agua de reposición: 0,0 kg/s
6 Temperatura del agua de refrigeración en el segundopaso (prueba 02)
Carga térmica: 112,7 MW; agua de reposición: 0,0 kg/s
7
C O N D E N S A D O R E S D E V A P O R
28 R e v i s t a A B B 6 / 1 9 9 9
rica superior. El resultado es una estructura
típica en forma de «capas concéntricas» que
describe el rendimiento de la condensación
a lo largo de la trayectoria del vapor.
En los semihaces inferiores, el vapor y el
condensado fluyen en direcciones opues-
tas. Se pueden observar claramente los
puntos en que se reduce la capacidad de
condensación debido a un condensado en
cascada, o en que aumenta hasta casi la
capacidad máxima de condensación debi-
do al efecto de apantallamiento de las pla-
cas del enfriador de aire. Los tubos del en-
friador de aire también presentan una gran
capacidad de condensación, como de-
muestra el perfecto purgado del haz. El
comportamiento, casi idéntico, de los
haces superior e inferior se explica por la
existencia de la placa deflectora de con-
densado entre los haces.
En el segundo paso, la curva de eleva-
ción de la temperatura del agua de refrige-
ración tiende a ser homogénea, siendo 0,9
K la diferencia máxima de elevación de la
temperatura. En este caso no es necesario
disponer un deflector de condensado entre
los haces, ya que las cantidades de con-
densado son relativamente pequeñas.
El segundo paso en detalle
En la figura se muestra de forma más
detallada el segundo paso en el caso de la
6
prueba 02, utilizando una resolución mayor
del aumento de la temperatura de refrigera-
ción. La forma plana se debe a la combina-
ción de tres efectos:
• Anegación de las zonas de haces por la
cascada de condensados
• Perfil de la temperatura del agua de refri-
geración en la entrada del segundo paso
• Diferentes condiciones de admisión de
vapor
– Vapor/condensado en corriente paralela
– Vapor/condensado en contracorriente
Puede aceptarse como algo dado que
todos los tubos de agua de refrigeración en
todas las zonas de haces funcionan con la
misma cantidad de agua de refrigeración.
Una característica común de los haces
superior e inferior del segundo paso es que
el aumento de temperatura del agua de re-
frigeración es menor en la sección derecha
del haz inferior. Esto se debe, por una
parte, a que la temperatura de entrada del
agua de refrigeración es relativamente alta
y, además, a la anegación de esta zona,
que aumenta gradualmente debido a la
cascada descendente de condensados.
Además, el vapor que entra en el haz fluye
en sentido contrario al del condensado,
que desciende.
En se muestra también la estratifica-
ción del aumento de temperatura del agua
de refrigeración, que tiene un máximo aisla-
6
7
do en el haz inferior, algo no previsible en
una forma como esta. La estratificación
puede explicarse también por la anegación
del haz por la cascada de condensados
proveniente de la parte superior. El carácter
aislado del aumento máximo de temperatu-
ra en el haz inferior puede explicarse por la
distribución de la temperatura de entrada
del agua de refrigeración . Al aproximar-
se el agua caliente a la zona de arriba del
haz inferior, la elevación de temperatura del
agua de refrigeración es menor que en el in-
terior del haz. Aunque la temperatura de
entrada del agua de refrigeración en la sec-
ción intermedia del haz inferior es menor
que en la zona de arriba, el aumento es
mucho menor. Esto también puede expli-
carse por la mayor anegación del haz y la
menor admisión de vapor en la periferia del
haz inferior, debida a la cascada de con-
densado.
La capacidad de condensación depen-
de de la temperatura local de entrada del
agua de refrigeración, principalmente en la
zona en que la anegación con condensado
solo tiene una pequeña influencia. Así lo
confirman los resultados de las mediciones
en el haz superior del segundo paso.
En se muestran dos fenómenos inte-
resantes. En primer lugar, en la sección
más alta del haz superior, por encima de la
trayectoria interior de vapor del haz, preva-
lece una temperatura mínima del agua de
refrigeración. En segundo lugar, el agua de
refrigeración de la cámara de inversión está
estratificada, de modo que existe una tem-
peratura máxima, significativa, de entrada
del agua de refrigeración en la periferia del
haz superior. Aunque esta periferia está
cargada de vapor, no se percibe anega-
miento significativo por condensados ex-
traños. A pesar de las corrientes paralelas
de vapor y condensados, la elevación de la
temperatura del agua de refrigeración es
menor que en la zona del haz en que el
agua está más fría.
Los cálculos de ABB Alstom Power para
el diseño de condensadores se basan en
modelos físicos que tienen en cuenta los
efectos descritos. Esto explica el acuerdo
que existe entre los valores calculados y los
valores medidos en las pruebas 02 y 07A.
Funcionamiento con agua de reposición
En se muestra la distribución del au-
mento de temperatura del agua de refrige-
8
6
7
7
Steam flow
Second pass
0.8 K
6.8 K
First pass
Test 06
Elevación de la temperatura del agua de refrigeración medida en la prueba 06(con agua de reposición)
Carga térmica: 100,2 MW; agua de reposición: 19,34 kg/s
8
C O N D E N S A D O R E S D E V A P O R
R e v i s t a A B B 6 / 1 9 9 9 29
ración en la prueba 06, con 29,5 % de
agua de reposición en el vapor principal.
En ella es claramente visible el deterioro
del perfil de aumento de temperatura del
agua de refrigeración, que indica pérdida
de capacidad de transmisión de calor en
el condensador, en la zona del enfriador
de aire.
Un incremento adicional de la cantidad
de agua de reposición da como resultado
las condiciones que aparecen en la figura
, correspondientes a la prueba 07. En
este caso, cerca del 40 % del vapor vivo es
suministrado como agua de reposición.
Comparando las pruebas 07 y 06 se ve cla-
ramente la menor capacidad de condensa-
ción, un efecto causado por la capa de aire
formada en la zona del enfriador de aire,
con un centro obvio en esta zona, que indi-
ca que la carga total no condensable supe-
ra la capacidad de extracción de un eyector
de aire por chorro de vapor en las condicio-
nes de prueba.
Por lo tanto, el incremento de la capaci-
dad de purgar o la limitación hasta el valor
de proyecto del aire que entra en el con-
densador debería mejorar significativamen-
te el rendimiento del condensador. Así lo
confirma el hecho de que la zona con
menor aumento de temperatura del agua
de refrigeración está en la sección del en-
friador de aire. Junto a esta zona se forma
un perfil de agua de refrigeración dirigido
siempre hacia el enfriador de aire. Esto con-
cuerda con el perfil de presión en el lado de
vapor, lo que asegura que el caudal de
purga está dirigido siempre hacia el enfria-
dor de aire. La formación de zonas aisla-
das, sin aumento de la temperatura del
agua de refrigeración, fuera de la zona del
refrigerador de aire puede evitarse gracias
al diseño del haz de tubos realizado por
ABB ALSTOM POWER. La mayor capaci-
dad de purga o la limitación de la infiltración
de aire mejora siempre, por lo tanto, el ren-
dimiento del condensador en condiciones
de altas cargas no condensables, como
puede verse en las pruebas 06 y 07. Esto
ha quedado claramente demostrado cuan-
do se ha pasado a utilizar dos eyectores de
aire por chorro de vapor en lugar de uno
solo (pruebas 07 y 07A).
En se representa la característica de
presión del condensador cuando se utilizan
uno o dos eyectores de aire. La elevación
local de la temperatura del agua de refrige-
10
9
ración también es diferente en ambos
casos. Como punto de partida se utiliza la
situación representada en , que refleja el
aumento local de la temperatura del agua
de refrigeración con un eyector en servicio.
El régimen de operación con dos eyectores
de aire pasa por una fase transitoria (9:47 a
9:49) a la que sigue una fase estacio-
naria . Existe una clara tendencia hacia
un funcionamiento cada vez mejor del con-
densador, con una significativa mejora de
rendimiento causada por la mayor capaci-
11b
11a
9
dad de purga, que influye sobre la elimina-
ción rápida de las capas de aire en la zona
del enfriador de aire.
Contenido de oxígeno en el
sistema de desgasificación
al vacío y de condensado
principal
El contenido de oxígeno en el condensado
procedente del pozo de condensados tiene
un valor garantizado de 7 ppb. Las pruebas
Steam flow
Second pass First pass
0.3 K
6.4 K
Test 07
Elevación de la temperatura del agua de refrigeración medida en la prueba 07(con agua de reposición)
Carga térmica: 92,9 MW; agua de reposición: 24,21 kg/s
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
Valores de presión en el condensador leídos durante la prueba con unoy dos eyectores de aire por chorro de vapor en funcionamiento.
Prueba 07; 1 eyector en funcionamiento P PresiónPrueba 07A; 2 eyectores en funcionamiento t Tiempo
Agua de reposición: 24,21%
10
C O N D E N S A D O R E S D E V A P O R
30 R e v i s t a A B B 6 / 1 9 9 9
han demostrado, como se ve en , que el
contenido de oxígeno en la tubería de con-
densado, antes de las bombas principales,
permanece siempre bastante por debajo de
este valor. Incluso cuando se utilizan las
mayores cantidades de agua de reposición
(prueba 07), el contenido de oxígeno en el
condensado permanece por debajo del
valor de 3,5 ppb, lo que muestra claramen-
te la importante contribución del desgasifi-
cador de película descendente.
Subenfriamiento del
condensado
Se define como subenfriamiento Tcs del
12 condensado la diferencia entre la tempera-
tura Tc del condensador (temperatura de
saturación a la presión del condensador) y
la temperatura Tch del condensado en la tu-
bería de condensado principal:
Tcs = Tc – Tch
Tal como puede verse en , el subenfria-
miento del condensado es siempre negati-
vo, independientemente de las condiciones
de funcionamiento. Este hecho, comproba-
do también en otras pruebas, confirma las
excelentes propiedades regenerativas de
este concepto de condensador, y subraya
la considerable contribución de los con-
densadores de ABB Alstom Power en los
esfuerzos por reducir al mínimo las pérdi-
das exergéticas de la central en conjunto.
Disminución gradual del vacío
Midiendo la tasa de pérdida de vacío en el
condensador se puede determinar la infiltra-
ción de aire en todas las partes del sistema
que están a presión inferior a la atmosférica.
Se midió una tasa de pérdida de vacio-
vacío de 6 mbar/min, lo que indica que la
infiltración de aire en el sistema durante las
pruebas era aproximadamente tres veces
superior a la de proyecto. Según se com-
probó en las pruebas 06 y 07, la excesiva
infiltración de aire afectaba a la transmisión
de calor en los tubos del condensador, es-
pecialmente cuando se utilizaban grandes
cantidades de agua de reposición y había
un solo eyector en funcionamiento.
Pérdida de presión en el lado
de agua de refrigeración
En la Tabla 4 puede verse que existe una
buena concordancia entre los resultados
de las pruebas y los cálculos de proyecto
de ABB Alstom Power. La precisión de las
mediciones de la pérdida de presión en el
13
Tabla 4Pérdida de presión del agua de reposición, ∆p
Prueba núm. Carga Agua de ∆pe ∆pc ∆pe – ∆pc
térmica reposición experimental calculada ∆pe
[MW] [kg/s] [bar] [bar] [%]
Prueba 02 112,69 0,000 0,531 0,510 4,100Prueba 06 100,21 19,340 0,534 0,554 –3,600Prueba 07 92,9 24,210 0,540 0,535 0,900
Steam flow
Second pass First pass
0.3 K
6.4 K
Test 07A( Time 09:48)
Steam flow
Second pass First pass
6.4 K
0.3 K
Test 07A( Time 09:53)
Elevación de la temperatura del agua de refrigeración con dos eyectores enfuncionamiento (prueba 07A), medida durante la fase transitoria (a) y durantela fase estacionaria (b)
Carga térmica: 92,9 MW; agua de reposición: 24,21 kg/s
11
a
b
C O N D E N S A D O R E S D E V A P O R
R e v i s t a A B B 6 / 1 9 9 9 31
lado de agua de refrigeración también per-
mite comprobar el caudal de agua de refri-
geración suministrado por las bombas.
Resultados de las pruebas:
resumen
Las mediciones efectuadas demuestran que
el rendimiento del sistema de condensador
de vapor y de desgasificador al vacío utiliza-
do en la central de Smithfield cumple con
holgura, en condiciones de prueba, los re-
quisitos del cliente. También se ve claramen-
te que la excelente capacidad regenerativa y
la capacidad de desgasificación del haz de
tubos de ABB ALSTOM POWER no resultan
afectadas en modo alguno por unas infiltra-
ciones de aire superiores a las previstas, in-
cluso cuando se utilizan grandes cantidades
de agua de reposición. Tal como muestra la
evaluación de los datos, los resultados ex-
perimentales reflejan la fiabilidad de los mé-
todos de cálculo seguidos por ABB ALS-
TOM POWER para diseñar los condensado-
res de vapor CB en disposición axial.
El éxito del vasto programa de medicio-
nes, que se llevó a cabo en muy poco tiem-
po, puede atribuirse en gran medida a la
excelente cooperación que han desarrolla-
do todas las empresas participantes en el
mismo.
Bibliografía
[1] EN ISO 14001 Certification. Environ-
mental Management System Specification
with Guidance for Use, release 1996.
[2] Condenser Type CB. Reference list
HTDM A20 003 and sales documentation
HTDM N09 144E. ABB ALSTOM POWER,
Baden, Switzerland.
[3] ASME PTC 12.2. Code on Steam Con-
densing Apparatus. The American Society
of Mechanical Engineering. New York,
USA, 1983.
[4] UNIDAS II: Universal Data Acquisition
System. Technical documentation
1A/HX610136. ABB Alstom Power, Baden,
Switzerland.
[5] HEI (Heat Exchanger Institute): Stan-
dards for Steam Surface Condensers,
1995, Ninth Edition. Cleveland, Ohio, USA.
Autores
Dr. Peter Baumann
Walter Novak
ABB Alstom Power
CH-5401 Baden, Suiza
Telefax: +41 56 205 5959
E-mail:
Felix Kuhn
Evans Deakin Engineering Pty Ltd
12 Boundary Street
South Brisbane, QLD 4101, Australia
E-mail:
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
Contenido de oxígeno en el condensado (prueba 06)
Carga térmica: 100,2 MW; agua de reposición: 19,34 kg/s
Tubería de condensado O2 Contenido de oxígenoDespués del desgasificador de película descendente t TiempoDespués del desgasificador
12
0
K
–0.5
–1.090 95
Test 07 Test 02
100 105 110 115 120MW
Test 06
Cs
Chl
Subenfriamiento del condensado (pruebas 02, 06, 07)
Cs Subenfriamiento del condensado Chl Carga térmica en el condensador
13
C O N D E N S A D O R E S D E V A P O R