Internationale Fachmesse für die kerntechnische Industrie

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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