Generatori di vapore a tubi elicoidali

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generatori di vapore
di Antonio Cammi
Generatori di vapore
a tubi elicoidali
per reattori
nucleari innovativi
NELL’AMBITO DEGLI STUDI PER I REATTORI NUCLEARI DI
NUOVA GENERAZIONE, IL GENERATORE DI VAPORE RIVESTE UNA IMPORTANZA FONDAMENTALE, ANCHE ALLA LUCE DELLE PERFORMANCE DI QUESTI COMPONENTI
NEL RECENTE PASSATO, NON SEMPRE OTTIMALI. IN AL-
G
li impianti nucleari per la produzione di energia elettrica più
diffusi sono quelli ad acqua in pressione (Pwr-Pressurized Water Reactor). Tali reattori impiegano due differenti tipologie di scambiatori di calore, e cioè:
- generatori di vapore a ricircolo (Rsg-Recirculating Steam Generator);
- generatori di vapore “ad un solo passaggio”, in convezione forzata (Otsg-Once-Through Steam Generator).
Le soluzioni costruttive impiegate sono diverse: i fasci tubieri possono
essere diritti, piegati ad U, piegati a C, avvolti a spirale e assemblati
in corone concentriche. Una ulteriore differenza è la disposizione relativa dei fluidi primario e secondario: alcune soluzioni prevedono la
presenza del fluido primario all’interno dei tubi dello scambiatore, altre all’esterno. La soluzione largamente più diffusa è quella che impiega tubi ad U con fluido primario all’interno. Verrà qui illustrata la
configurazione di tipo once-through, con fasci tubieri elicoidali e fluido primario all’esterno. In particolare, sono discusse le caratteristiche termoidrauliche e termomeccaniche più
salienti, nonché alcuni aspetti relativi
al comportamento dinamico di tale
generatore di vapore (GV), in vista di
un suo possibile utilizzo in reattori innovativi di tipo integrato. Lo scambiatore di calore a tubi elicoidali venne
proposto per la prima volta da Hampson nel 1895 ed il brevetto venne ripreso nel 1934 dall’Air Liquide [1].
Nella storia degli impianti nucleari ci
sono diverse esperienze con generatori di questo tipo. I primi GV a tubi
CUNI PROGETTI DI NUOVI REATTORI I MODELLI DI GENERATORE DI VAPORE TRADIZIONALI SONO SOSTITUITI DA
QUELLI A SINGOLO ATTRAVERSAMENTO FORZATO (ONCE-THROUGH), SPESSO CON L’IMPIEGO DI TUBI ELICOIDALI. LE PROBLEMATICHE DI SVILUPPO, IN PARTICOLARE
QUELLE TERMOIDRAULICHE, TERMOMECCANICHE E DI DINAMICA, SONO QUI SINTETICAMENTE TRATTATE.
elicoidali furono costruiti dalla Babcock Power Ltd per equipaggiare
due centrali inglesi a gas ad alta temperatura (Agr-Advanced Gas
Reactor); la Sulzer costruì invece scambiatori elicoidali per reattori a
gas del tipo Htgr (High Temperature Gas Reactor). Il Pwr per propulsione navale Otto Hahn (operante negli anni 1968-1979) venne progettato con uno scambiatore elicoidale da 38 MW, costruito dalla Deutsche Babcock [2]. Il reattore veloce Superphenix ha in dotazione uno scambiatore sodio-acqua di tipo elicoidale. Nell’industria non nucleare sono
riportati diversi esempi di applicazioni nel campo dei
Gas Naturali Liquefatti, dove scambiatori di questo genere sono preferiti per ridurre la sensibilità alle cattive
distribuzioni delle portate massiche [3].
In tempi più recenti, generatori di vapori elicoidali sono
stati proposti da Ansaldo e attualmente se ne prevede
l’impiego nell’ambito del progetto Iris (International
Reactor Innovative and Secure) [4,5]. Iris è un progetto
di reattore di nuova generazione che sfrutta le matura
tecnologia degli impianti Pwr applicandola a caratteristiche innovative, quali l’integrazione di tutti i principali
componenti in un unico contenitore. Pressurizzatore,
nocciolo, pompe del primario, schermature e generatori di vapore si trovano tutti all’interno del contenitore in
pressione del reattore, favorendo in tal modo la sicurezza intrinseca dell’impianto. Il reattore prevede inoltre che il combustibile sia sostituito ad intervalli molto
lunghi con la possibilità di funzionamento continuativo
superiore anche a quattro anni. Questo secondo fattore, in particolare, riveste un aspetto importante verso la
non proliferazione. Infine, la penalizzazione dovuta
all’economia di scala per la taglia ridotta dell’impianto
(335 MWe) è oltremodo bilanciata dalla semplificazione dell’impianto stesso e dalla costruzione modulare
delle unità produttive su un identico sito, diluibile nel
tempo con minori costi e rischi finanziari.
FIGURA 1 - Schemi di Generatori di Vapore Once-Through: Iris (sinistra) e Thtr (destra)
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Ing. Antonio Cammi, PhD, Dipartimento di Ingegneria Nucleare, Politecnico di Milano.
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risultano essere maggiori rispetto ad analoghe configurazioni a tubi
rettilinei. Tali moti hanno effetti anche sull’instaurarsi di condizioni
fluidodinamiche a carattere turbolento e prove sperimentali dimostrano che la transizione tra moto laminare e moto turbolento perfettamente sviluppato avviene in un intervallo del numero di Reynolds
di alcune migliaia [8]. A tal riguardo si può utilizzare la relazione di
Schmidt per la transizione tra moto laminare e turbolento (eq. 2).
[
Re = 2300 1 + 8, 6 (d / D) 0,45
Problematiche termo-idrauliche
Nel reattore Iris trovano alloggio otto generatori di vapore elicoidali
nella zona anulare compresa fra il barrel e il vessel, con il fluido primario che scorre all’esterno del fascio tubiero ed il secondario all’interno. La scelta di questo scambiatore è legata alla sua compattezza, alla capacità di riassorbire le dilatazioni termiche senza eccessivi sforzi meccanici ed alla elevata resistenza alle vibrazioni indotte
dal passaggio dei fluidi. Esternamente al fascio tubiero non sono
presenti deviatori di flusso e questa geometria permette un cross-flow
ininterrotto fra il fluido primario e le schiere di tubi, con un elevato
coefficiente di scambio termico sul lato primario. La determinazione
di tale coefficiente è possibile con correlazioni note in letteratura [6].
La correlazione dovuta a Zukauskas e utilizzata per la verifica del
dimensionamento, permette di calcolare il coefficiente convettivo medio in funzione della geometria, delle condizioni di moto e delle proprietà del fluido, come riportato nell’eq. (1):
n  Pr
Nu ave = C Re Pr 


Prs 
1
4
(2)
dove:
- Re: numero di Reynolds (1.000 < Re < 100.000);
- d: diametro interno del tubo;
- D: diametro dell’elica, con 10<D/d<10.000
Il rapporto D/d è conosciuto come “numero di Dean (De)”. In letteratura sono presenti diverse correlazioni per la valutazione dei coefficienti di attrito e di scambio termico in tubi elicoidali in regime monofase, dove è pienamente compresa la fluidodinamica [2]. Nella
equazione seguente (eq. 3) è riportata la correlazione dovuta ad Ito,
impiegata per il calcolo del coefficiente di attrito in zona laminare:
FIGURA 2 - Campo di moto attorno ad un banco di tubi
simulato con programma Cfd (Fluent)
m
]
(1)
fc
21, 5De
fs = 1, 56 + log (De) 5,73
[
]
(3)
dove:
- fc: coefficiente d’attrito del tubo ad elica;
- fs: coefficiente d’attrito per tubi rettilinei (fs = 16 Re–1)
- De: numero di Dean.
La successiva espressione (eq.4) fornisce, sempre in zona laminare,
il coefficiente di scambio termico come suggerito da Schmidt [2]:
{
[
Nu = 3, 65 + 0, 08 1 + 0, 8 ( d / D)
( Re) ( Pr )
m
0, 33  Pr


0, 9
]}
0,14
Prwall 
(4)
dove:
- Nu: numero di Nusselt;
- Re: numero di Reynolds;
- Pr: numero di Prandtl;
- Prwall: numero di Prandtl valutato alla parete del tubo.
L’esponente m vale: m = 0,5 + 0,2903 (d/D)0,194
Anche in regime turbolento esistono correlazioni analoghe. Per il
coefficiente di attrito è stata utilizzata quella di Ito:
dove:
- Nuave: numero di Nusselt mediato radialmente;
- Re: numero di Reynolds (1 < Re < 106);
- Pr: numero di Prandtl valutato nelle condizioni di bulk del fluido
(0,7 < Pr < 500);
−0, 25 
(d / D 
- Prs: numero di Prandtl valutato sulla superficie esterna dei tubi.
(5)

 0, 029 + 0, 304 Re (d / D) 2
fc =
C ed m sono funzioni di Re, mentre n=0,36 se Pr ≤ 10, n=0,37 se Pr

4 
> 10. Una zona di indagine particolare è quella di attacco dei tubi con i collettori di ingresso
ed uscita: per valutare lo scambio termico e le
perdite di carico in queste condizioni è opportuna un’analisi Cfd, come mostrato in Figura 2.
Per quanto riguarda il flusso interno al tubo elicoidale, questi genera una varietà di fenomeni
assenti nei tubi diritti. La presenza contemporanea di attrito alle pareti, della viscosità del fluido e della forza centrifuga induce dei moti secondari (vortici di Dean) in un piano perpendicolare alla direzione del flusso principale, come illustrato in Figura 3 [7]. La presenza dei
moti secondari ha effetti rilevanti sul fattore di
attrito e sul coefficiente di scambio termico, che
FIGURA 3 - Vortici di Dean e loro composizione con il moto principale; simulazione Cfd (Fluent)
[
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dove: fc: coefficiente d’attrito del tubo ad elica.
Tale correlazione è valida per 0.034 < Re(d/D)2 < 300. Sempre in
regime turbolento, per il calcolo del coefficiente di scambio termico
la correlazione adottata è quella di Gnielinski [2]:
Nu =
(fc / 2) Re(Pr) 0,4 (Pr
Pr
(
) 0,14
) (fc 2)
1 + 12, 7 Pr 0,666 − 1
wall
momeccaniche. Nella Tabella 1 sono indicate le conduttanze globali
medie pertinenti alle tre zone individuate (sottoraffreddata, bifase,
surriscaldata). Nella Figura 5 è illustrato l’andamento delle temperature sia del fluido primario che del fluido secondario.
Problematiche di Comportamento Dinamico
(6)
dove i simboli riportati hanno il noto significato.
In zona bifase, invece, le correlazioni hanno un grado di incertezza
maggiore. I moti secondari, infatti, tendono a contrastare la stratificazione delle fasi promossa dalla presenza contemporanea della
forza di gravità e della forza centrifuga; in queste condizioni il dryout probabilmente non arriva in genere in modo uniforme sulla circonferenza del tubo e con un unico titolo di vapore.
Per simulare uno scambiatore a tubi elicoidali nei codici di calcolo,
soprattutto nella zona bifase, in mancanza di correlazioni ad hoc si
può adottare la tecnica di impiegare correlazioni valide per tubi
dritti con coefficienti correttivi di incremento tarati su prove sperimentali. Tali coefficienti correttivi dipendono principalmente dalla
geometria (diametro del tubo, raggio di curvatura e passo dell’elica)
e dal regime di moto (numero di Reynolds). Un’altra problematica
caratteristica della configurazione proposta è costituita dalla stabilità dei canali in parallelo, ovvero il possibile instaurarsi di oscilla-
La dinamica dei generatori di vapore ad attraversamento forzato
si differenzia da quella dei generatori a ricircolo per due motivi
fondamentali:
• assenza di rimescolamento tra il fluido all’ingresso e quello nell’evaporatore: il fluido è trasportato dall’ingresso fino all’uscita
con un passaggio graduale dalla fase liquida a quella di vapore;
• presenza di una zona di dry-out e di successivo surriscaldamento del vapore.
La dinamica dei fenomeni termoidraulici che si sviluppano nel tubo di
un generatore once-through sono illustrati nella Figura 6, dove con
H1 ed H2 sono indicate le lunghezze di inizio e fine ebollizione.
All’ingresso del tubo il fluido si trova in condizioni di sottoraffreddamento; procedendo si riscalda sino a diventare saturo alla lunghezza
H1. Qui inizia la transizione di fase che termina alla lunghezza H2; al
termine del tubo il fluido esce surriscaldato. Le tre zone (liquida, bollente e surriscaldata) sono fra loro interagenti, a differenza di un generatore a ricircolo dove si ha sempre in uscita un fluido in condizione di saturazione. La zona di maggior interesse per la dinamica del
sistema è la zona centrale di ebollizione e le sue dimensioni dipendo-
FIGURA 4 - Andamento del salto di temperatura
sullo spessore del tubo
FIGURA 5 - Andamento delle temperature del fluido primario
(linea rossa) e secondario (linea verde)
zioni delle grandezze più importanti (portata, pressione, densità)
rispetto al loro valore di equilibrio. Le più importanti oscillazioni
sono quelle indotte dalle density waves e sono legate allo sfasamento fra le cadute di pressione nel tratto monofase rispetto a
quelle del tratto bifase, qualora si produca un disturbo nella portata di alimento [9]. Le perdite di carico nel tratto monofase sono in
fase con il disturbo di portata, mentre le perdite di carico nel tratto
bifase sono sfasate a causa della comprimibilità del vapore; questo
porta un contributo destabilizzante alla dinamica del sistema e
può ingenerare problemi di fretting-corrosion.
Per contenere questo fenomeno è opportuno orifiziare i canali di ingresso per indurre una elevata perdita di carico in fase con il disturbo di portata e stabilizzare il funzionamento del GV fino al 30% di
carico nominale. L’orifiziatura è anche utile per uniformare la distribuzione del flusso all’interno dei tubi del fascio. Nella Figura 4 è
mostrato il salto termico a cavallo del tubo dove le sole resistenze
termiche valutate sono quella del metallo e dei depositi sul tubo (fouling); come si vede è presente un salto di temperatura massimo di
circa 40 °C, che è assai importante per le successive valutazioni ter-
no (una volta fissata la pressione) dalla potenza WEV pertinente a
questa zona e dalla portata Γl in ingresso: ogni squilibrio di queste
grandezze porta con sé uno spostamento della quota di ebollizione.
La zona evaporante è inoltre quella che determina la dinamica della
pressione poiché l’energia accumulata ne determina la rapidità di variazione [10]. Per studiare compiutamente la dinamica del GV è necessario modellizzare la presenza del circuito primario del reattore
nucleare poiché la potenza scambiata dipende anche dalle condizioni dell’acqua nel reattore (temperatura di ingresso del fluido primario, portata fluido primario ecc.). Una trattazione semplificata può invece prescindere dalla presenza del primario ed analizzare uno
scambiatore a potenza imposta, ad esempio con potenza uniforme
per unità di lunghezza ma diversa da zona a zona. Si ipotizza inoltre una pressione uniforme lungo il canale ed i transitori sono svincolati dalla presenza della valvola di ammissione in turbina; si suppone
dunque un condotto libero senza vincoli all’uscita. Per valutare il
comportamento delle zone di inizio e fine ebollizione si fa riferimento
ai bilanci di massa e di energia per i tre tratti individuati, considerando una miscela omogenea, senza alcun scorrimento fra le fasi:
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dM PR
dH
= Γl,in − (Γl,sat − ρ l,sat ⋅ A ⋅ 1 )
dt
dt
dH
dE PR
= Γl,in ⋅ h l,in − (Γl,sat − ρ l,sat ⋅ A ⋅ 1 ) ⋅ h l,sat +
dt
dt
dV
+ WPR ⋅ H1 − p ⋅ PR
dt
dM EV
dH
dH 2
= (Γl,sat − ρ l,sat ⋅ A ⋅ 1 ) − (Γv,sat − ρ v,sat ⋅ A ⋅
)
dt
dt
dt
dE EV
dH
= (Γl,sat − ρ l,sat ⋅ A ⋅ 1 ) ⋅ h l,sat − (Γv,sat − ρ v,sat ⋅
dt
dt
dH 2
dV
⋅A⋅
) ⋅ h v,sat − p ⋅ EV + WEV ⋅ (H 2 − H1)
dt
dt
dH 2
dM SR
= (Γv,sat − ρ v,sat ⋅ A ⋅
) − Γv,out
dt
dt
dH 2
dE SR
= (Γv,sat − ρ v,sat ⋅ A ⋅
) ⋅ h v,sat − Γv,out ⋅ h v,out +
dt
dt
dV
+ WSR ⋅ (H tot − H 2 ) − p ⋅ SR
dt
avendo indicato con:
MPR la massa di fluido nella zona del preriscaldatore;
MEV la massa di fluido nella zona dell’evaporatore;
MSR la massa di fluido nella zona del surriscaldatore;
EPR l’energia del fluido nella zona del preriscaldatore;
EEV l’energia del fluido nella zona dell’evaporatore;
ESR l’energia del fluido nella zona del surriscaldatore;
Γl,in la portata di fluido all’ingresso del preriscaldatore;
Γl,sat la portata di fluido saturo all’uscita del preriscaldatore;
Γv,sat la portata di vapore saturo all’uscita del preriscaldatore;
Γv,out la portata di vapore surriscaldato all’uscita del condotto;
hl,in l’entalpia di fluido all’ingresso del preriscaldatore;
hl,sat l’entalpia di fluido saturo all’uscita del preriscaldatore;
hv,sat l’entalpia di vapore saturo all’uscita dell’evaporatore;
hv,out l’entalpia di vapore surriscaldato all’uscita del G.V.;
ρl,in la densità di fluido all’ingresso del preriscaldatore;
ρl,sat la densità di fluido saturo all’uscita del preriscaldatore;
FIGURA 7 - Andamento delle frequenze caratteristiche
della dinamica del GV di tipo Once-Through, in funzione
della temperatura in ingresso del fluido di alimento
96
(1)
(2)
(3)
(4)
(5)
(6)
ρv,sat la densità del vapore saturo all’uscita dell’evaporatore;
p la pressione nello scambiatore;
WPH la potenza per unità di lunghezza nel preriscaldatore;
WEV la potenza per unità di lunghezza nell’evaporatore;
WSR la potenza per unità di lunghezza nel surriscaldatore;
A la sezione di passaggio del
fluido;
TABELLA 1 - Conduttanze
VPR il volume del preriscaldatore;
nei vari tratti del GV
VEV il volume dell’evaporatore;
Zona
Conduttanza
VSR il volume del surriscaldatore;
globale media
Supponendo una potenza li[kW/m2K]
neare uniforme lungo l’intera
lunghezza del tubo, sviluppanSottoraffreddata
2,70
do ed accorpando i termini siBifase
4,20
mili si perviene ad un sistema
Surriscaldata
1,50
di equazioni così siffatto:
 dH1
= −α1 ⋅ W ⋅ H1 + β1 ⋅ Γl,in

 dt
 dH 2
 dt = γ1 ⋅ W ⋅ H1 − δ1 ⋅ W ⋅ H 2 − ε1 ⋅ Γl,in
(7)
Questo semplice modello mostra come la lunghezza di inizio ebollizione dipenda, una volta fissate le condizioni di ingresso, sia dalla
potenza che dalla portata e la velocità con cui muta è proporzionale
alla lunghezza medesima. La lunghezza di fine ebollizione cambia
con una rapidità che dipende sia dalla lunghezza H1 che da H2 ma
con segno opposto. Se si considera una potenza per unità di lunghezza uniforme ma diversa nelle tre zone individuate, che a gradino raggiunge il valore stazionario, ed una portata costante, le due
lunghezze (H1 ed H2) cambiano, partendo da opportune condizioni
iniziali, con una legge del tipo:
H1( t ) = A1 + B1 ⋅ e− α⋅ t
(8)
H 2 (t ) = A 2 + B 2 ⋅ e− α⋅ t + C 2 ⋅ e−δ ⋅ t (9)
dove A1, A2, B1, B2, C2, α, δ sono funzione dei coefficienti riportati nell’equazione (7). I tempi di assestamento dei
transitori operativi sono regolati dalle
frequenze (α e δ) indicate nelle equazioni (8) e (9). Tali frequenze dipendono sia dalla potenza per unità di lunghezza che dalle condizioni di ingresso
del fluido di alimento (Figura 7) e sono
insensibili ai valori di portata. Dalle
considerazioni precedenti è evidente
come il controllo di questi tipi di GV sia
completamente differente rispetto al caso dei classici generatori a ricircolo. In
questi ultimi si ha la presenza di un livello ben definito che si può controllare
a fronte di transitori operativi (anche fenomeni come lo shrink e lo swell sono
fenomeni che hanno un immediato riscontro nel livello del GV). Nel caso dei
GV ad una sola passata non esiste un
livello preciso ed il controllo del sistema
è effettuabile cambiando parametri
quali la portata o la temperatura di ingresso del fluido secondario.
FIGURA 6 - Schema
concettuale di un
Generatore di Vapore ad
attraversamento forzato:
zone di preriscaldo,
evaporazione e
surriscaldamento
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Problematiche termo-meccaniche
Storicamente, tra i componenti di un impianto nucleare di potenza, il
generatore di vapore è quello che ha manifestato maggiori problemi
in termini di degradazione strutturale e sostituzioni. Un’indagine svolta
da Iaea (International Atomic Energy Agency) mostra che nei Pwr
commerciali il fuori servizio non previsto dei GV ha provocato negli
anni 1985-1994 la perdita di ben 87 miliardi di kWh nella produzione di energia, comportando un mancato ricavo di 3 miliardi di dollari
e costi aggiuntivi per un ammontare di 870 milioni di dollari [11]. Tali
cifre vanno moltiplicate per un fattore circa 5 quando si voglia tener
conto anche delle fermate d’impianto previste. Nel medesimo periodo,
negli Stati Uniti, il mancato funzionamento degli impianti Pwr a causa
di problemi nei GV ha comportato mediamente una riduzione del fattore di carico pari al 3%. Tali dati dimostrano con evidenza l’importanza e la necessità di investigare tutti i potenziali meccanismi di degradazione dei GV, che in ultima analisi sono quasi sempre dovuti a
guasti dei tubi. Nella pratica comunemente adottata, a seguito di una
rottura in un tubo, si provvede al suo isolamento tappandolo alle due
estremità (plugging): questo per evitare che l’ulteriore perdita del fluido primario radioattivo comporti una eccessiva contaminazione del
circuito secondario. Dall’introduzione della tecnologia Pwr su scala
commerciale negli anni Cinquanta al 1998 sono stati isolati (plugged),
a causa di un cattivo funzionamento, più di centomila tubi nei GV che
hanno operato su scala mondiale [12]. In Tabella 2 sono riassunte le
cause principali di guasto, relative al periodo 1973-1999, che hanno
portato nel mondo alla riparazione dei tubi a U adottati negli impianti
nucleari ad acqua in pressione [12].
I meccanismi di degradazione sono mutati nel corso degli anni, a seguito dei provvedimenti che di volta in volta sono stati presi per limitarne le conseguenze, come mostrato in Figura 8 [13]. A tale riguardo, è importante sottolineare che i meccanismi di guasto sono strettamente legati alla scelta del materiale e alla sua microstruttura, allo
specifico design adottato per il generatore di vapore e alle condizioni
ambientali in cui esso si trova ad operare. Oggigiorno, la causa di
guasto più frequente nei GV convenzionali con tubi ad U è costituita
dalla corrosione sotto sforzo. Come mostra la Figura 8, tale fenomeno
si manifesta soprattutto a seguito della propagazione di cricche originatesi in corrispondenza del diametro esterno del tubo che, nella suddetta tipologia, è lambito dal fluido secondario (Odscc). L’incidenza
dei fenomeni di tenso-corrosione sul lato interno dei tubi a U (Idscc),
che sono a contatto col fluido primario, è stata invece drasticamente
ridotta negli ultimi anni adottando, al posto dell’Inconel 600, un’altra
lega del nickel caratterizzata da un contenuto all’incirca doppio di
cromo e sottoposta ad opportuno trattamento termico (TT): l’Inconel
690 TT [14]. Nella tipologia di generatore di vapore descritta in questo lavoro, i tubi ad elica sono sottoposti ad una pressione esterna
maggiore di quella interna, poiché il fluido primario termovettore scorre all’esterno dei tubi ed il secondario all’interno. Si ha pertanto una
situazione esattamente opposta a quella tipica dei GV convenzionali
ad U. Nasce quindi la necessità di indagare quali meccanismi di guasto possano riguardare i tubi in tali condizioni. Qui di seguito vengono fatte alcune considerazioni preliminari sulla possibile occorrenza,
nei tubi ad elica del generatore di vapore proposto, dei fenomeni di
corrosione sotto sforzo. In particolare, si è indagato lo stato di cimento
termo-meccanico cui è soggetto il tubo a elica in condizioni operative
di pressione e di temperatura, in relazione a quello tipicamente presente nei tubi a U dei generatori di vapore convenzionali. Per il confronto dei relativi stati di sollecitazione, si è fatto riferimento a una
geometria del tubo perfettamente circolare, che si presta a una trattazione di tipo analitico. Le analisi hanno evidenziato che nel GV elicoidale, in corrispondenza della parete interna del tubo (lato seconda-
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FIGURA 8 - Percentuale dei tubi isolati nei GV in Usa (1973-1996)
rio), esistono complessivamente degli stati di trazione (Figura 9), dovuti alla sovrapposizione degli sforzi termici (tensili nella zona suddetta)
e di quelli primari di compressione che si originano per effetto della
differenza di pressione. In linea di principio, quindi, non si possono
escludere per la tipologia ad elica meccanismi di danneggiamento del
tubo dovuti alla propagazione di una cricca (assiale o circonferenziale) originatesi in corrispondenza del diametro interno (Idscc).
Tuttavia, i fenomeni di Scc dovrebbero essere molto meno insidiosi rispetto ai tubi a U: infatti - alla luce dei dati mostrati nella Tabella 3 - i
suddetti sforzi tensili, nonché la frazione dello spessore di tubo in trazione, risultano entrambi molto inferiori rispetto a quelli relativi ai GV
convenzionali, per i quali la propagazione di cricche per Scc costituisce il principale meccanismo di degrado e di rottura, con un’incidenza (come si è visto) pari a circa il 70 %. Si vuole inoltre far notare
che, con l’adozione della configurazione elicoidale con fluido secondario all’interno dei tubi, si eliminano possibili zone di accumulo di
depositi e/o detriti, che risultano essere particolarmente insidiosi in
relazione alla possibile nucleazione e crescita di cricche. Questo
aspetto costituisce una significativa differenza rispetto a quanto avviene sulla superficie esterna lambita dal fluido secondario nei GV convenzionali a U (le piastre di supporto costituiscono infatti una tipica
zona di accumulo), e dovrebbe contribuire a limitare la virulenza dei
fenomeni di corrosione sotto sforzo. Le inevitabili impurità presenti nel
fluido secondario (magnetite, rame, piombo ecc.) vanno comunque rimosse: a tale scopo si possono adottare, oltre alle usuali tecniche di
lavaggio chimico, anche sistemi meccanici di rimozione dei depositi,
pratica quest’ultima comunemente impiegata nei GV dei reattori veloci con fasci tubieri a elica [5, 15]. In questo modo si cerca di ridurre
l’occorrenza di fenomeni dovuti all’attacco chimico (Iga) e, al tempo
stesso, si migliora il coefficiente di scambio termico col secondario,
abbattendo la resistenza termica dovuta alle incrostazioni (fouling). La
peculiarità del GV proposto di operare con il fluido primario all’esterno dei tubi, che quindi risultano sottoposti a una pressione esterna
TABELLA 2 - Statistica dei meccanismi di guasto
(1973-1999)
Meccanismo di guasto
Odscc - Outer Diameter Stress Corrosion Cracking
(tenso-corrosione con innesco di cricca sul diametro esterno)
Idscc - Inner Diameter Stress Corrosion Cracking
(tenso-corrosione con innesco di cricca sul diametro interno)
Wear (usura)
Iga - InterGranular Attack (attacco intergranulare)
Altro
%
2
27
13
4
14
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generatori di vapore
maggiore, ha due importanti conseguenze: la prima legata al dimensionamento dei tubi, e la seconda alle loro modalità di rottura. I criteri
di progetto per tale GV devono anzitutto considerare ed evitare la
possibile insorgenza di fenomeni di instabilità (buckling), situazione
questa che non può manifestarsi nei tubi dei generatori convenzionali
pressurizzati internamente. Adottando per il dimensionamento la normativa Asme (American Society of Mechanical Engineers) e come materiale l’Inconel 690, si perviene a uno spessore dei tubi circa doppio
rispetto a quello adottato per i tubi dei GV convenzionali a parità di
pressione del primario [16]. Tale spessore garantisce, con un ampio
margine di sicurezza, l’integrità dei tubi sia rispetto allo snervamento
sia rispetto ai fenomeni di instabilità, purché le inevitabili imperfezioni
geometriche in termini di ovalità e di eccentricità siano contenute entro i limiti prescritti da Asme. Infatti, a differenza di quanto avviene
nei tubi pressurizzati internamente, tali difetti tendono ad amplificarsi
sotto l’azione della pressione esterna.
Proprio in relazione a un’eccessiva ovalità, dovuta a un difetto costruttivo o a scorrimento viscoso del materiale in esercizio, oppure in
relazione a un assottigliamento dello spessore, a seguito di fretting
corrosion tra i tubi e i loro supporti, possono manifestarsi fenomeni di
instabilità tali per cui il tubo può collassare. Va notato in questo caso
che in generale il tubo non dovrebbe perdere la sua integrità e, quin-
sione dovuti alla pressione esterna dovrebbero mantenere schiacciata
qualsiasi lacerazione prodotta, evitando dannosi colpi di frusta e al
tempo stesso tendendo a ridurre la sezione criccata.
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FIGURA 9 - Distribuzione degli sforzi nella sezione del tubo in condizioni operative, con Pi pressione interna, Pe pressione esterna e D
di, non si avrebbe ingresso del fluido primario al suo interno: in un
certo senso, si ha una sorta di otturamento del tubo (plugging), con la
sola perdita della sua capacità di scambio termico. In conclusione, i
meccanismi che possono portare all’effettiva rottura di un tubo non
sono facilmente individuabili, anche se è ragionevole ipotizzare che
la loro probabilità di manifestarsi sia sostanzialmente inferiore a quella dei GV convenzionali. La rottura potrebbe avvenire a seguito del
collasso del tubo per instabilità (buckling) o per effetto della propagazione di una cricca da tensocorrosione (Idscc).
Sembra tuttavia ragionevole assumere che ogni possibile rottura di tipo meccanico non dovrebbe propagarsi ai tubi vicini (a differenza
dei GV convenzionali) e non dovrebbe comportare un significativo
travaso di fluido primario nel secondario: infatti, gli sforzi di compresTABELLA 2 - Confronto tra GV con tubi a U e a elica
Tensione assiale massima
Frazione del tubo in tensione
a causa degli sforzi assiali
Tensione tangenziale massima
Frazione del tubo in tensione
a causa degli sforzi tangenziali
98
GV a U
GV a Elica
97.7 MPa
57,6 MPa
64,4%
128,1 MPa
33,6%
35,3 MPa
89,4%
19,4%
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La Termotecnica • Giugno 2005