Séance Techniqu Noe . 6/2 Expérience acquis dane s la ...
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Internationale Fachmesse für die kerntechnische Industrie
nuclex 72 CH-4021 Basel/Schweiz Telephon 061-32 38 50 Telex 62 685 fairs basel
Foire internationale des industries nucléaires
International Nuclear Industries Fair
16-21 October 1972 Basel/Switzerland
nucl
Séance Technique No. 6/2
Expérience acquise dans la construction des turbines nucléaires de grande puissance
G. Riollet Alsthom-Rateau
EXPERIENCE ACQUISE BÄKS LA. CONSTRUCTION
DES TURBINES HUÇT.RATRTgS m gRAffDE PUISSANCE
Par G. RIOLLET
Directeur Technique Du Département Technique Commun Ala thonv-Rateau
Sont étudiés les principaux problèmes posés par la conception
des quatre premières turbines de 1000 MW à 1500 tr/mn associées à des
réacteurs à eau légère.
Sous leurs aspects fondamentaux, les solutions préconisées
ont déjà reçu la sanction de l'expérience soit par leur bon comporte-
ment en service sur d'autres unités, soit, en ce qui concerne les
problèmes de fabrication et plus particulièrement ceux relatifs aux
rotors basse-pression, par l'exécution des deux unités de 500 MW
destinées à la Centrale de Tihange en Belgique.
It is intended to study the main problems arising from the
design of the first four 1000 Htf nuclear turbines to be installed in
Prance in association with light water reactors.
With regard to their main features, the solutions which
were chosen have already been confirmed by experience either through
a satisfactory behaviour in service on other v;.rbines, or, as far as
the manufacturing processes are concerned «specially for the
low-pressure rotors, through the 'realisation of the two 500 MW units
for Tihange power station isa Bsl^iuw..
1
1 - INTRODUCTION
Depuis quelques années, plusieurs nations européennes ont dé-
cidé, dans la ligne générale du développement de leur équipement éner-
gétique, de se doter de centrales nucléaires à eau légère capables d'en-
gendrer des puissances de l'ordre de 1000 MW et plus.
Comme les réacteurs de ce type ne produisent que de la vapeur
à l'état saturé, les Constructeurs des turbines se sont trouvés essentiel-
lement confrontés avec deux fami.lles de problèmes : ceux issus de la
puissance considérable de ces machines qui influencent directement
leur échelle et qui ont,, en particulier, conduit à les faire tourner
à la vitesse de 1500 tr/mn, et ceux liés à la détente de la vapeur sa-
turée, c'est-à-dire à la présence de gouttelettes d'eau dans la majorité
des étages de la turbine.
On se propose ici de décrire, en ce que ces deux familles ont
de plus typique, les solutions adoptées pour les 4 groupes de 1000 Mtf
commandés par EDF pour les Centrales de Fessenheim et de Bugey, ce qui
amènera à examiner successivement ï
- le mode de réglage du débit moteur et les organes d'admission,
- les effets de l'humidité de la vapeur,
- le procédé de construction des rotors.
Pour juger la validité des solutions retenues, en se rappor-
tera aux enseignements tirés de l'exploitation d'autres unités, et, en
ce qui concerne les problèmes de fabrication et plus spécialement ceux
relatifs aux rotors basse-pression, à la réalisation déjà très avancée
des deux unités de 500 MW de Tihange.
2 - CARACTERISTIQUES SES Tl^iBISES NÏÏCLSMEES A. VAPEUR SATUREE
Pour mieux situer le sujet „ on rappellera brièvement la nature
du cycle thermodynamique des centrales nucléaires utilisant des réacteurs
à eau légère. Que ceux-ci soient du type à eau pressurisée (PVR) ou
bouillante (SWR), le cycle se conforme toujours à celui de la figure 1,
• • • / • 9 O
2
c'est-à-dire qu'à une détente haute-pression (H?) qui part de l'état
saturé et se situe dans le domaine de la vapeur humide, succède, sur un
palier sensiblement isobare, une opération de séchage statique suivie
d'une surchauffe qui emploie en tant que fluide chauffant une fraction
du débit de vapeur vive ensuite rejetée au poste de réchauffage de l'eau
d'alimentation. Après surchauffe, le débit principal de vapeur subit
une seconde détente dite basse-pression (BP).
Pour les réacteurs PWR, qui délivrent une vapeur à la pression
de l'ordre de 57 bar, la surchauffe atteint à peu près 255°C, alors que
les réacteurs BWR, capables d'une pression de 66 bar, permettent d'éle-
ver la surchauffe jusqu'à environ 265°C.
De l'organisation du processus thermodynamique découle directe-
ment la structure générale de la machine comme le montre la figure 2.
Celle-ci est constituée d'un corps HP à simple ou double flui et de
corps BP -généralement au nombre de deux ou trois- entre lesquels la
vapeur surchauffée se partage également; chaque corps BP comporte d'une
manière classique deux flux d'échappement.
Le tableau de la figuré 3 regroupe les caractéristiques de
trois générations de machines fonctionnant sur des réacteurs PWR, à
savoir :
- la turbine de 290 MW de la Centrale de Chooz appartenant à la
S.E.N.A. ; cette turbine a été conçue et réalisée par la Société
Rateau en association avec un autre Constructeur ;
- les deux unités de 500 MW destinées à la Centrale de Tihange,
dont Alsthom a reçu la commande avec participation d'autres
Constructeurs dont la Société Rateau ;
- les quatre unités de 1000 MW qui équiperont les Centrales EDP
de Fessenheim et de Bugey.
Parmi ces machines, celle de Chooz -que l'on voit sur la
figure 4 photograiMée lors de son montage- totalise maintenant 20 000
heures de fonctionnement et a subi line révision après 12 600 heures,
• « « j « • »
qui a permis de constater sa "bonne tenue d'ensemble et en particulier
l'efficacité des dispositions prises contre les effets de l'humidité.
De leur côté, les machines de Tihange ont maintenant atteint
un stade avancé de leur fabrication en ateliers.
Alors que la turbine de Chooz a pu, sans difficulté, être
conçue à la vitesse de ^000 tr/mn, en la dotant toutefois de 6 échappe-
ments pour livrer passage au volume important de vapeur rejeté au
condenseur, la réalisation de machines beaucoup plus puissantes a
nécessité l'adoption de la vitesse de rotation de 1500 tr/mn qui, si
l'on conserve la vitesse périphérique des aubes et de ce fait les
contraintes centrifuges, permet un doublement des dimensions et ainsi
de multiplier par quatre les sections offertes au fluide. Le nombre
d'échappements nécessaire diminue alors considérablement et la ligne
d'arbres se raccourcit en présentant une dilatation plus faible et une
rigidité supérieure.
3 - MODES DE REGLAGE ET ORGANES D'AMISSION
3.1 Choix du mode d'admission : A l'intérieur du parc énergétique,
les centrales nucléaires ont fondamentalement reçu pour rôle de
produire l'énergie de base, ce qui autorise à simplifier les dis-
positifs de réglage de la turbine puisque de façon presque perma-
nente celle-ci n'aura à fonctionner qu'au voisinage de sa pleine
charge.
Des deux moyens classiques de réglage, c'est-à-dire s
- l'injection totale consistant à admettre l'intégralité du débit
sur toute la périphérie de la première roue, après lui avoir fait
subir un laminage,
- 1 1 injection partielle caractérisée par l'existence de plusieurs
secteurs d'alimentation de la roue de tête, chacun réglé par sa
propre soupape, et que l'on ouvre dans un ordre bien déterminé,
le premier, d'une réalisation plus simple, satisfait bien au fonc-
tionnement en base alors que dans ce cas l'intérêt de l'injection
4
partielle, dû à la réduction de la perte par laminage aux charges
fractionnaires, s'atténue considérablement.
De plus, l'injection totale apparaît comme un facteur de ren-
forcement de la fiabilité de la turbine, car elle n'expose pas la
première roue aux violentes sollicitations alternées que l'injection
partielle provoque lorsque les aubes passent alternativement des
zones injectées par les secteurs ouverts aux zones mortes des sec-
teurs fermés.
Illustrant ce dernier phénomène, la figure 5 montre le régime
vibratoire d'une aube soumise à l'injection partielle. Comme l'exci-
tation des jets de vapeur qui sortent des secteurs ouverts se répète
pour chaque aube avec la périodicité de la rotation, le diagramme
des efforts moteurs peut être décomposé en série de Fourier dont
les harmoniques se succèdent à intervalles serrés de 50 Hz. Comme
la valeur de la fréquence propre de l'aube, qui est, par exemple,
dans le cas de Chooz, de l'ordre de 2500 Hz, se situe à moins de
1 $ de l'un des harmoniques de l'excitation, un état de résonance
s'établit inévitablement avec ce dernier. Aussi, le dimensionne-
ment des aubes d'une roue de tête, soumise à l'injection partielle,
doit-il être tel que leur amortissement interne absorbe l'énergie
reçue par résonance, sans que les contraintes des aubes et de leurs
fixations ne dépassent les limites imposées par la sécurité.
Or, la difficulté de construire des turbines à injection par-
tielle augmente avec le débit-volume de vapeur qui fait croître la
hauteur des aubes et abaisse donc leur fréquence propre ; celle-ci
vient alors en coïncidence avec un harmonique de l'excitation de
plus en plus puissant car le calcul montre que l'amplitude de ces
harmoniques varie pour l'essentiel comme l'inverse du carré de leur
rang. Le problème atteint donc sa plus grande acuité sur les tur-
bines nucléaires qui, du fait de leur très grande puissance et de
la valeur modérée de la pression appellent à leur entrée un volume
de vapeur considérable. i '
• • » / » • •
5
Enfin, le degré d'injection, défini comme le rapport des zones
injectées aux zones mortes, joue de façon déterminante sur l'inten-
sité des sollicitations du fait que la vitesse absolue de la vapeur
admise dans la roue augmente au fur et à mesure que l'on réduit le
nombre des canaux distributeurs en service. C'est pour cet ensemble
de raisons qu'une avarie s'est produite sur la roue de tête de la
turbine de Chooz à laquelle il avait été demandé de fonctionner avec
un degré d'injection de 40
Bien que des facteurs économiques et mécaniques militent donc
de façon pesante en faveur de l'injection totale, il faut en même
temps se préparer à une certaine évolution des conditions d'exploi-
tation de la machine soit que l'on veuille, à un moment donné, tirer
parti d'une marge de puissance thermique du réacteur, soit qu'un
encrassement du générateur de vapeur ou un bouchage de certains de
ses tubes pour fuite entraîne une baisse de la pression d'admission.
- Pour faire face à ces éventualités, on a le choix entre deux modes
de construction de l'admission :
- soit à injection totale, en la dimensionnant pour la puissance
thermique maximale et la pression de vapeur la plus basse,
- soit en la composant d'un arc principal, calculé pour la puissance
the unique nominale et la pression élevée du générateur propre, «
et de deux arcs additionnels que l'on ouvrira selon les besoins.
Dans le premier cas, toutes les marches, à l'exclusion de
celle correspondant aux conditions extrêmes du dimensionnement,
s'accompagnent d'une perte par laminage, donc d'un déficit de
puissance électrique, qui mérite ample considération. Dans le
second cas, les arcs de surcharge créent évidemment un effet
d'injection partielle toutefois modéré car le degré d'injection
est toujours supérieur à 75 ce qui permet de conserver à la
roue de tête des coefficients de sécurités très élevés.
3.2 Organes d'admission haute-pression î Toutes les machines citées
au tableau de la figure 3 possèdent des vannes d'arrêt et des
soupapes de réglage à simple siège.
Les vannes sont commandées par des servo-moteurs individuels
à "tout ou rien" et les soupapes selon des dispositions dont la
nature dépend du débit-volume à l'admission et par conséquent de
la puissance du groupe. Sur la turbine de Chooz, les soupapes sont
fixées au corps HP et actionnées par un servo-moteur unique à tra-
vers un arbre à cames. Par contre, pour les unités de 500 MW et
1000 MW, il s'est avéré plus judicieux, du fait de leur encombre-
ment, de les placer en avant de la machine et de commander ces
organes par des servo-moteurs individuels. Dans ce dernier cas,
comme le montre la figure 6, chaque vanne d'arrêt est associée à
une soupape de réglage dans un corps commun en acier moulé.
D'une manière générale, les clapets des soupapes exigeraient
du fait de leur grande dimension des efforts de manoeuvre considé-
rables si l'on ne prenait le soin de les équilibrer, c'est-à-dire
de créer au-dessus du clapet une chambre dans laquelle règne une
pression voisine de la pression aval. Sur les soupapes de Chooz,
une tuyauterie extérieure, sectionnée par une vanne auxiliaire,
assure la mise en communication de la chambre avec l'espace aval ;
l'on parle alors "d'équilibrage externe". Cette même liaison est
réalisée, pour les plus grosses unités, à travers le clapet lui-
même et se trouve ouverte après que la tige ait effectué une cer-
taine course morte ; cette disposition dite "d'équilibrage interne"
apparaît sur la figure 6.
Selon l'expérience de Chooz, les matériaux retenus se sont
bien comportés malgré le caractère saturé de la vapeur.
3.3 Organes de admission basse-pression : Entre l'admission HP et
celle des corps BP, se trouve un volume considérable de vapeur
dont la plus grande partie est contenue dans les appareils de
séchage-surchauffe et les tuyauteries de liaison. S'il advient
une disjonction de l'alternateur et alors que la régulation de
vitesse provoque la fermeture des soupapes, la masse de vapeur
emmagasinée dans cet espace se détend et se trouve en même temps
augmentée, selon un phénomène particulier aux turbines nucléaires,
de la vapeur libérée par l'ébullition des films d'eau recouvrant
les parois du corps HP et des sécheurs. En évaluant l'énergie libé-
rée par le passage à travers les corps BP de la somme de ces deux
masses de vapeur, l'on constate, dans la plupart des installations,
que la vitesse maximale, qui serait atteinte en l'absence de dispo-
sitions particulières, entraînerait le déclenchement du groupe par
survitesse. Aussi a-t-il été jugé indispensable de pourvoir l'ad-
mission BP de soupapes modératrices, soumises à l'effet de la
régulation de vitesse, et dont la fermeture accompagne celle des
soupapes de réglage lorsque le groupe dépasse sa vitesse nominale.
Comme l'analyse préventive d'un déclenchement par survitesse
survenant toutes soupapes ouvertes a, en outre, montré que la vi-
tesse du groupe excéderait alors de plus de 20 % sa vitesse nomi-
nale, il s'est, de la même façon, avéré nécessaire de placer une
vanne "tout ou rien" dite vanne d'interception en amont de chacune
des soupapes modératrices.
Les essais de délestage à pleine charge effectués a Chooz
ont prouvé la parfaite efficacité des soupapes de modération qui
évitent que la vitesse n'atteigne le seuil de déclenchement.
4 - EFFETS DE L'HUMIDITE DE LA VAPEUR
En dehors des organes d'admission, les parties de la turbine
qui fonctionnent dans la vapeur humide sont le corps HP dans son inté-
gralité et les derniers étages BP où l'on retrouve toutefois, grâce à
la surchauffe, une situation identique, par la valeur des taux d'humi-
dité, à celle existant dans les turbines thermiques conventionnelles.
Les inconvénients dus à la condensation en cours de détente
sont de deux natures : d'une part un risque d'érosion des pièces et
d 1 autre part une perte de rendement dont l'ordre de grandeur, fixé par
la règle ancienne de Baumann, est de 1 $ par pourcent d'humidité.
4.1 P&égeaga de l'eau : Il semble donc au départ intéressant de capter,
dans toute la mesure du possible, l'eau qui se forme en cours de
8
.détente et à cet effet Alsthom-Bateau possède l'expérience d'un
certain nombre de dispositions dont l'efficacité a pu être vérifiée
sur de nombreuses unités en service et qui sont essentiellement cons-
tituées par :
- des chambres circonférentielles situées à l'aval des roues, où
l'on recueille l'eau centrifugée par celles-ci,
- des fentes d'aspiration situées soit sur les aubes distributrices
au voisinage du bord de fuite, soit sous forme de chambres péri-
phériques k l'aval de ces mêmes aubes.
De telles dispositions apparaissent sur la figure 7 qui re-
présente en coupe longitudinale le corps HP des unités de 1000 MW
et l'un de leurs trois corps BP.
Cependant, pour être efficaces, ces différents pièges doivent
être balayés par un certain débit de vapeur, qui contourne en géné-
ral un étage de la machine entraînant ainsi un déficit de travail
sur l'arbre. Aussi longtemps que la protection de la machine contre
l'érosion n'est pas impérative, l'installation de tels pièges -en
nature et en nombre- dans une veine de vapeur répond donc à un
compromis délicat entre la réduction de la perte par humidité et
celle du débit de fluide moteur.
Alsthom-Bateau poursuit des recherches en ce domaine avec la
collaboration active de l'Electricité de France.
4.2 Protection des stators contre l'érosion : Sur les stators, les zones
exposées sont :
- les plans de joint, partout où leurs faces ne peuvent être éner-
giquement maintenues en contact par un boulonnage et où l'exis-
tence dJun écart notable de pression provoque une fuite de vapeur
humide à vitesse élevée entre ces faces.
La figure 8 montre, à grande échelle, les ravinements qui
peuvent airiBi se produire au joint d'un diaphragme. On évite
complètement ce genre d'érosion soit en déposant au chalumeau
/
sur les faces exposées une couche de netal inoxydable lorsque
l'acier de base n'est que faiblement allié, soit en exécutant
d'emblée les pièces en acier à 12 % Cr.
- les parties fixes des labyrinthes d'étanchéité, qu'ils soient
situés le long de l'arbre ou à la périphérie des aubes.
Les remèdes déjà cités sont parfaitement efficaces et l'on
remarque, à ce titre sur la figure 8, le parfait état du porte-
lé chettes inférieur exécuté en acier à 12 ^ Cr.
- les plafonds et planchers des canaux distributeurs qui, dans la
partie HP, doivent être également réalisés en 12 $ Cr.
4.3 Protection des aubes mobiles : Celles-ci n'exigent aucune protec-
tion particulière dans la partie HP où les vitesses périphériques
sont .suffisamment faibles. Par contre, pour le dernier étage BP,
où cette vitesse prend une valeur élevée en présence d'un taux
d'humidité analogue à celui des unités thermiques classiques, on
retrouve un risque d'érosion bien connu star ces dernières machines
et qui est localisé au bord d'attaque des aubes.
Pour évaluer l'effet d'impact des gouttelettes d'eau en ce
point, un critère a été développé qui tient compte naturellement
du taux d'humidité et de la vitesse périphérique, mais également
d'un ensemble de facteurs aérodynamiques qui influencent la taille
et le comportement des gouttelettes.
Or, certaines dispositions telles que l'adoption d'une forte
chute calorifique et d'un jeu axial important entre ailettes fixes
et mobiles joue favorablement sur ces derniers facteurs et permet,
aussi longtemps que l'effet combiné de l'humidité et de la vitesse
périphérique ne créent pas une situation trop critique, d'abaisser
le critère d'érosion à une valeur assez faible pour qu'il ne soit
pas nécessaire de protéger le bord d'attaque par une coiffe résis-
' tante en stellite. On sait en effet que, dans de telles circonstances,
, l'érosion se stabilisera après quelques milliers d'heures de marche
au prix d'une très légère perte de matière qui n'altère pas la
10
qualité aérodynamique des aubes. La turbine de Chooz se trouve dans
cette situation avec une vitesse en bout de pale de 467 m/s et il a
pu être vérifié après 12 000 heures de fonctionnement que l'érosion
de la dernière aube était légère et se présentait bien sous son
faciès stabilisé. Sur les unités de 1000 Mtf, où la vitesse est de
418 m/s, il n'est pas non plus besoin de protection en stellite.
5 - CONSTRUCTION DES ROTORS :
Ceux-ci sont exécutés dans des pièces de forges monoblocs
aussi longtemps que leurs dimensions restent compatibles avec les possi-
bilités des Aciéristes, qui se trouvent dépassées par les rotors BP des
turbines à 1500 tr/mh. Dans ce dernier cas, il faut donc obligatoire-
ment recourir à un mode de réalisation composite qui peut revêtir l'une
des deux formes suivantes :
- soit celle d'un procédé mécanique, consistant à fretter les disques
sur un arbre central,
- soit celle d'un procédé métallurgique, réunissant par soudure des
tranches successives de rotor.
Comme les qualités relatives de ces deux types de construc-
tion ont alimenté d'âpres discussions, il nous paraît bon de revenir
sur le point essentiel de leur comportement respectif vis-à-vis des
sollicitations centrifuges. Pour ce faire, on a représenté sur la
figure 9 les profils des contraintes centrifuges tangentielles
un disque rapporté et dans un élément plein de rotor soudé, pour
différentes valeurs de la vitesse de rotation. A la vitesse No de
1500 tr/mn, on remarque que le disque rapporté est, à l'eniroit de
son alésage, soumis à une contrainte tangentielle ^ A un peu supé-
rieure au double de celle qui règne alors au centre du disque
plein. En imaginant une augmentation progressive de la vitesse de
rotation, dépassant largement la valeur 1,2 No -qui correspond à
l'épreuve de survitesse du rotor-, c'est donc à l'alésage du disque
rapporté que la limite d'élasticité E de l'acier sera d'abord atteinte.
Mais compte-tenu du diagramme d'allongement de l'acier, selon lequel
une phase de déformation plastique à contrainte sensiblement constante R,
• • • / * • •
11
légèrement plias élevée que E, succède à la déformation élastique, on
s'aperçoit qu'au fur et à mesure que les fibres s'allongent sous l'effet
de la tension centrifuge, leur contrainte se trouve naturellement limi-
tée à R. Finalement le disque éclaterait à la vitesse pour laquelle la
totalité de ses fibres auraient atteint l'état plastique sous la
contrainte R.
En ce qui concerne le disque plein, sa rupture interviendrait
évidemment pour le même état limite de sollicitations, de sorte qu'en
les supposant réalisés dans le même acier, les deux disques comparés
présenteront une égale sécurité vis-à-vis de l'éclatement, si ramenée
à l'unité de surface, la force qui tend à les séparer selon un plan
diamétral est la même, c'est-à-dire s'ils ont même contrainte centri-
fuge moyenne ; ce critère s'entend à la vitesse nominale No.
Toutefois, un disque ne se rompt selon le mécanisme qui vient
d'être décrit que si son métal suit bien le diagramme d'allongement de
la figure 9. Plusieurs accidents survenus dans le paisse sur des rotors
monoblocs ont montré que, sous certaines conditions, la rupture pouvait
intervenir de façon précoce en un point F du diagramme -voir figure 10-
sans que la capacité de déformation plastique du métal ait été exploi-
tée. Ce phénomène dangereux, dit de fracture fragile, se déclenche si
l'énergie élastique libérée dans le métal sous contrainte par la pro-
pagation d'une crique hypothétique, devient supérieure au travail ré-
sistant que le métal lui oppose. Bien que ce dernier terme soit diffi-
cilement mesurable, il peut heureusement être relié à d'autres carac-
téristiques de l'acier plias accessibles à un contrôle direct comme sa
resilience et sa température de transition. Ainsi, parmi les propriétés
du métal, qui conditionnent la sécurité d'un rotor, sa résistance à la
propagation d'une crique occupe-t-elle une place capitale.
Compte-tenu de ces considérations, il a été décidé de réali-
ser les rotors BP des turbines de 500 et 1000 MW selon le mode à disques
frettés, qui a toujours été utilisé avec succès par les constructeurs
américains pour les grosses unités nucléaires à 1800 tr/mn. Ce procédé
... / ••. \
évite les aléas métallurgiques de la soudure et permet d'accéder à une
sécurité totale grâce aux particularités suivantes de sa mise en oeuvre
- exécution des disques les plus chargés en acier à 3,5 Ni qui est, de
tous les aciers actuellement connus, celui qui résiste le mieux à
l'éclatement centrifuge du fait qu'il allie une excellente résilience
à une limite de rupture élevée.
Par contre, sa soudure exigerait certaines précautions et il.
n'existe pas, à notre connaissance, de rotor soudé de grosse turhine
réalisé en cette nuance.
- absence de clavettes entre l'arbre central et les disques de manière
à éviter toute concentration de contrainte dans la zone la plus solli-
citée de l'alésage.
Pour bien choisir l'emplacement des clavettes et connaître
très exactement les valeurs des contraintes centrifuges dans les
disques, ces dernières ont été calculées de manière rigoureuse par
la théorie tri-dlmensionnelle de l'élasticité.
- forme et dimensions des disques confèrent sa plus grande efficacité
au contrôle ultra-sonore, ce qui élimine tout risque de défaut.
Le montage des disques sur l'arbre centra. 1 suit une gamme
opératoire minutieusement mise au point. Il s'effectue en position
horizontale sur deux appuis, un troisième appui escamotable permettant
d'enfiler successivement les disques.
Après contrôle géométrique, les disques sont d'abord chauffés
en position horizontale dans un four à air chaud pendant un temps
variable selon leur ms.sse, qui est de 1 ' ordre de 13 heures pour un
disque de 15 Tonnes.
La température atteinte est déterminée manière à disposer
d'environ i heure pour effectuer la.mise en place sur l'arbre central
alors que celle-ci n'exige que de 10 à 20 minutes. TJne fois le disque
chaud et après contrôle de sa dilatation, il est enfilé sur l'arbre
en employant un dispositif extrêmement précis de centrage.
Comme le montre la figure 11, un appareillage de mise en
place maintient le disque en position au cours du refroidissement.
13
Après retour à la température ambiante, une série de contrôles
géométriques est effectuée en plusieurs points du rotor et si ceux-ci
ne sont pas entièrement satisfaisants, on procède en place à une nou-
velle chauffe du disque jusqu'à décollage.
L'expérience de la réalisation des rotors de Tihange a montré
que l'ensemble du processus décrit était parfaitement au point et que
les rotors ainsi assemblés ne présentaient aucun défaut géométriquo.
6 - CONCLUSION
Dans leur conception, les groupes nucléaires de 500 et 1000 MW s
construits par Alsthom et Rateau se présentent comme une transposition
fidèle, à l'échelle de ces très grandös unités, de solutions classiques
bien éprouvées.
Les enseignements de l'expérience, qu'ils touchent la qualité
fonctionnelle des organes ou les problèmes liés à leur fabrication, ont
déjà largement confirmé la validité des solutions retenues.
Il ne s'agit sans doute que d'une étape dans l'accroissement
des puissances unitaires, mais quioffre, sur la voie d'une innovation
raisonnée, une base solide aux études des futures unités de 1300 et
1500 MW.
NUCLEX 72 - SEANCE N° 6
Expérience acquise dans la Constraction
des turbines nucléaires de grande puissance
Liste des diapositives
11 diapositives correspondant aux figures du texte, (fonnat 5 x 5 )
58
p ^ 5 7 b a r
p- 10 bar
x - 100 %
p=0,04S bar
Figure 1 : Représentation dans le diagramme de Mollier du cvcle thermo-dynamique typique d'une turbine nucléaire à varaur saturé a.
AB » détente haute pression CD — surchauffe
BC : séchage ISS : dé tenté basse pression
V A S R
Kg [><] VI j><J
a sti |><]
QttémnVPi if
Vers chaaciiere
nudéoiVe
Fbsfre. d e réchauffage
Figure 2 s Disposition d'ensemble fr-WT et du circuit de vapeur
VA « vaines d'arrêt HP SE = soupapes de réglage SS VI « vannes d'interception BP SM »= soupapes de modération
corps de turbine haute pression sécûieurvBurchauffeur 1
corps de . turbine basse pression
Site
Client
Puissance thermique nominale du réacteur en MST
Puissance thermique maximale du réacteur en MW o
Puissance nominale de la turbine h l'accouplement en MW
Puissance maximale de la turbina à l'accouplement en MW «
Nombre de turbines par reacteur ....
Vitesse de rotation de la turbine en tr/mn ..
Nombre de flux d*échappement
Hauteur de la dernière ailette on mm
Au régime nominal s
Débit de vapeur à l'admission en ï/h
Pression de vapeur à l'adssission en bar ...«•..»....
Température de vapeur à l'admission en °C
Pression de vapeur avant séchage-surchauffe en bar
Pression au condenseur en mbar .....
Chooz Tihange Fessenheim Bugey
RKNA S©10 EDP SDF
905 2 660 2 660 2 785
2 774 2 905
1288 ] 469 943 983
509 I 981 1 018
1 2 1 1
3 000 1 500 1 500 1 500
6 4 6 6
785 1 040 1 260 1 260
1 468 2 600 5 170 5 730
32 57 57 57
237#5 272 272 272
5,05 9,16 10,85 12'
35 45
...
35 45
foffffBä : Tableau flès caanctérlstiQues générales da« t^binea à vapeur afttaaée. construites ou en coura V-jfa3.ilffliÜfîffl '
Fifaare 4 : Tharbine nucléaire de la S.E.N.A, - Centrale de Chooz'
d'une -puissance de 2QQ MW à 5 OOP tr/mn
Arc injecté 0.
zone de ^ remplissage •
f Zone de vidange
I effort ! moteur
Disposition generale
Ensemble: Van ne darret soupape de reglage HP
Figure 6 :
Orgd assd
neè d admission d un groupe njjçléaîre ci éî aux react eu r s à "ea u légère'"
. |«K1» m m -• — 10<g«3 H-St
Figure 7 x Turbine nucléaire de 970 M à 1500 tr/mn . Coupe longitudinale de la partis HP et d'u^i corua B?
TURBINE DE 970 MW A 1500 tr/mn
JÄgaue rapporté
(Ii) (III)
allongement plastique
diagramme réel d* allongement
diagramme simplifié
allongement élaatiqaal
Ktflure g s ço^pa^aiaon d'un . diflone rapporté et d'.m.diflfl.m plein <vi^*àHrirs d^a sollicita» tiona centrifuges
I
i n .
profil des cmtraintes tangentiélles k la vitesse., nominale, No *» n n « à une vitesse très supérieur© à 1,2 Ho
** à la vitesse d'éclatement n n
1
JäfiM&JÄ * Proraaatlon d'f^m raptor* flwy^ft
Figure 11 : Centrale Nucléaire de Tihange (Belgique)
Turbines de 500 MVT à 1500 tr/mn
Mise en place du disque n° 10 avec outillage de maintien
du disque en cours de refroidissement
• t
• 1,
Erosion créée par la vapeur humide
sur le plan de .joint d'un diaphragme