Estudio de integración de plantas de potencia en reactor de fusión nuclear

Equation Chapter 1 Section 1 Trabajo Fin de Grado Grado en Ingeniería de la Energía Estudio de integración de plantas de potencia en reactor de fusión nuclear Autor: Francisco Javier Barrera Coronilla Tutor: Ricardo Chacartegui Ramírez Dpto. de Ingeniería Energética Grupo de máquinas y motores térmicos Escuela Técnica Superior de Ingeniería Universidad de Sevilla Sevilla, 2020 ii iii Trabajo Fin de Grado Grado en Ingeniería de la Energía Estudio de integración de plantas de potencia en reactor de fusión nuclear Autor: Francisco Javier Barrera Coronilla Tutor: Ricardo Chacartegui Ramírez Catedrático de Universidad Dpto. de Ingeniería Energética Grupo de máquinas y motores térmicos Escuela Técnica Superior de Ingeniería Universidad de Sevilla Sevilla, 2020 iv v Trabajo Fin de Grado: Estudio de integración de plantas de potencia en reactor de fusión nuclear Autor: Francisco Javier Barrera Coronilla Tutor: Ricardo Chacartegui Ramírez El tribunal nombrado para juzgar el Trabajo arriba indicado, compuesto por los siguientes miembros: Presidente: Vocales: Secretario: Acuerdan otorgarle la calificación de: Sevilla, 2020 El Secretario del Tribunal vi vii A mi madre A mi padre A mi abuela viii ix Agradecimientos Quisiera agradecer en primer lugar a mi familia, por ser mi mayor apoyo durante estos cuatro años, por estar ahí en todo momento celebrando mis logros y ayudándome a sobrellevar las derrotas. A mi madre, por creer en mí desde el primer día, por su apoyo incondicional. A mi padre, por ayudarme a superar los baches y concienciarme de que con esfuerzo podría conseguir lo que quisiera. A mi pareja, por su preocupación, empeño e interés, en que persiga mis sueños y objetivos. A todos mis profesores, porque gracias a ellos, en estos cuatro años, me han ayudado a mejorar tanto académica como personalmente, despertando en mi aún más interés por lo que estudio. Agradecer especialmente a mi tutor, Ricardo Chacartegui, por su motivación y dedicación como profesor, haciendo que despierte curiosidad por la innovación, la fusión nuclear y los sistemas de producción de potencia. Agradecer también a mis amigos, que han estado ahí en los momentos más amargos y han contribuido a hacer este camino más liviano. Francisco Javier Barrera Coronilla Grado en Ingeniería de la Energía Sevilla, 2020 xvi 4.4.2 Elección del fluido de trabajo 63 4.4.3 Análisis termodinámico 66 CICLO COMBINADO – CICLO SIMPLE + ORC 66 CICLO COMBINADO – CICLO REGENERATIVO + ORC 70 4.4.4 Resultados del análisis 74 CICLO COMBINADO – CICLO SIMPLE + ORC 74 CICLO COMBINADO – CICLO REGENERATIVO + ORC 75 5 Análisis paramétrico 79 5.1 Introducción 79 5.2 Agua como refrigerante 79 5.2.1 Análisis e integración en el ciclo de potencia 80 5.3 Helio como refrigerante 82 5.3.1 Análisis e integración en el ciclo de potencia 83 6 Análisis económico 85 6.1 Introducción 85 6.2 Estimación de costes 85 6.3 Análisis técnico-económico 87 6.4 Análisis de sensibilidad 89 7 Conclusiones 91 Referencias 93 xvii ÍNDICE DE TABLAS Tabla 1. Valores de magnitudes características para los métodos de confinamiento. [2] 30 Tabla 2. Hipótesis iniciales para análisis termodinámico Ciclo Rankine 43 Tabla 3. Resultados ciclo de potencia – Rankine agua 51 Tabla 4. Hipótesis iniciales análisis termodinámico Ciclo Brayton simple 54 Tabla 5. Resultados ciclo de potencia - Brayton cerrado simple sCO2 59 Tabla 6. Resultados ciclo de potencia – Brayton regenerativo sCO2 60 Tabla 7. Condiciones de trabajo de sustancias orgánicas e inorgánicas [10]. 64 Tabla 8. Hipótesis iniciales análisis termodinámico – Ciclo combinado 66 Tabla 9. Resultados bloque potencia ciclo de cabeza. Brayton simple – sCO2 74 Tabla 10. Resultados bloque potencia ciclo de cola. ORC – Tolueno 75 Tabla 11. Resultados bloque potencia ciclo de cabeza. Brayton regenerativo – sCO2 76 Tabla 12. Resultados bloque potencia ciclo de cola. ORC – Tolueno 76 Tabla 13. Tabla de costes de inversión del modelo de planta de fusión.[14] 86 Tabla 14. Escenario económico para el análisis de la planta. 88 Tabla 15. Escenarios de reducción de costes económicos 90 xviii xix ÍNDICE DE FIGURAS Figura 1. Distribución en porcentaje de energía global consumida.[1] 22 Figura 2. Sol 25 Figura 3. Defecto de masa por nucleón en función de la masa atómica [2] 26 Figura 4. Sección eficaz (Probabilidad de que la reacción tenga lugar) en función de energías del ion deuterio [2] 28 Figura 5. Reacción de fusión 29 Figura 6. Esquema reactor Tokamak 31 Figura 7. Esquema reactor Stellarator 31 Figura 8. Evolución cronológica de las actividades [2] 32 Figura 9. Esquema de partes del reactor Tokamak 33 Figura 10. Esquema detallado de las partes del diseño de HCPB de la Breeding Blanket [3] 36 Figura 11. Esquema detallado partes diferenciadas HCLL [3] 37 Figura 12. Detalle partes de segmento modular HCLL [3] 37 Figura 13. Detalle partes WCLL en dirección radial [3] 38 Figura 14. Segmentación multimódulo [3] 39 Figura 15. Detalle partes DCLL [3] 39 Figura 16. Esquema equipos reactor PWR [5] 42 Figura 17. Esquema de planta ciclo Rankine con agua como fluido de trabajo 43 Figura 18. Diagrama bloques ciclo Brayton cerrado 52 Figura 19. Diagrama T-s ciclo Brayton 52 Figura 20. Esquema planta ciclo Brayton cerrado simple 53 Figura 21. Esquema planta ciclo Brayton cerrado regenerativo 54 Figura 22. Diagrama T-s ciclo ORC 62 Figura 23. Esquema bloque potencia ciclo combinado. Ciclo Brayton simple + ORC 62 Figura 24. Esquema bloque potencia ciclo combinado. Ciclo Brayton regenerativo + ORC 63 Figura 25. Diagrama rendimiento – Temperatura para fluidos orgánicos 65 Figura 26. Variación del rendimiento con la temperatura de salida refrigerante en condiciones PWR 81 Figura 27. Variación del rendimiento con la temperatura de salida refrigerante a 190 bar. 81 Figura 28. Variación del rendimiento con la temperatura de salida refrigerante a 260 bar. 82 Figura 29. Variación del rendimiento con en el rango operativo de temperatura de salida de refrigerante. 83 Figura 30. Estructura de costes de la planta de fusión. [14] 86 xx Figura 31. Evolución de flujos de caja acumulados en el periodo de vida útil de la planta 88 Figura 32. Variación del VAN con el aumento del precio de venta de la electricidad 88 Figura 33. Comparativa de LCOE por tecnología de generación. 89 Figura 34. Ayuda prestada a las distintas tecnologías de generación en la UE. [18] 90 1 INTRODUCCIÓN modo de introducción, el contenido del presente capítulo va a servir para poner en situación en términos de consumos energéticos globales y la necesidad de Trabajo de Fin de Grado sobre esta temática. 1.1 Escenario Energético l aumento de la demanda energética con una tendencia de crecimiento prácticamente exponencial ha llevado a la humanidad a buscar nuevas formas de producir potencia de manera sostenible. Entre otras tecnologías se han ido desarrollando varias líneas con el fin de conseguir los objetivos futuros de emisiones y eficiencia energética. Dentro de estas líneas de trabajo se encuentran las energías renovables, las cuales podrían contribuir y están contribuyendo, cada vez en mayor medida, al cumplimiento de los objetivos fijados, sin embargo, se encuentran en muchos casos todavía en etapa de desarrollo y la disponibilidad y accesibilidad del recurso lleva a la necesidad de un gran trabajo tanto investigador como económico para cumplir los cada vez más ambiciosos propósitos internacionales de ser utilizadas como fuentes de energía principales. Por otro lado, existe una línea de desarrollo con una gran proyección de futuro, se trata de la energía procedente de fusión nuclear, línea donde se enmarca el presente proyecto. Durante el año 2018 el consumo de energía primaria creció a un ritmo de 2,9%, casi el doble del promedio de la última década (1,7%). Esta excepcional fortaleza de la demanda energética tiene su origen, entre otros, en los efectos de la climatología. La mayor parte del crecimiento de la demanda energética proviene de economías en desarrollo de rápido crecimiento, impulsadas por el aumento de la prosperidad. China, India y otras economías emergentes de Asia representan alrededor de dos tercios del crecimiento en el consumo de energía. A E “Si quieres encontrar los secretos del universo, piensa en términos de energía, frecuencia y vibración.” ~ Nikola Tesla ~ - 22 Estudio de integración de plantas de potencia en reactor de fusión nuclear Como podemos ver en la figura 1, obtenida del informe anual sobre la situación energética global de la empresa BP [1], observamos que el 84.7 % de la energía consumida en 2018 procede de combustibles fósiles. Figura 1. Distribución en porcentaje de energía global consumida.[1] Por tanto se han abierto varias líneas de investigación para desarrollar mejoras que contribuyan a aumentar la eficiencia térmica de las centrales de energía ya existentes, por una parte para aumentar la energía producida, y por otra, para reducir la emisión de los gases de efecto invernadero. En conclusión, las siempre crecientes necesidades energéticas mundiales y las constantes inestabilidades políticas y sociales de los países productores de petróleo y gas han empujado la política energética internacional hacia nuevas formas de energía, en particular, las renovables y las nucleares "avanzadas". Entre las últimas, la fusión nuclear ha alcanzado especialmente en los últimos años, un nivel de aceptación general y de interés por parte de los gobiernos de todo el mundo los cuales están invirtiendo en ella ya que se considera como una de las promesas para el futuro energético del planeta. Sin embargo y a pesar de que se haya avanzado y se hayan resuelto muchas cuestiones relacionadas con la tecnología de fusión, queda un largo camino por delante y es preciso seguir progresando en muchos de los aspectos tecnológicos relacionados con la realización de un reactor de fusión y desarrollar materiales específicos para que el proceso completo, desde la reacción inicial hasta la extracción y conversión última de energía, se pueda producir, autosustentar y rentabilizar a partir de recursos ampliamente disponibles, desarrollables o regenerables, suponiendo un coste accesible para favorecer su viabilidad económica y cumpliéndose de la manera lo más respetuosa posible con el medioambiente. 1.2 Motivación España participa a través de diversas instituciones en varios acuerdos europeos (EFDA y el más actual EUROfusion) e internacionales (ITER y, para el desarrollo de instalaciones complementarias a ITER como es la instalación de irradiación de materiales IFMIF, el Broader Approach) que pretenden impulsar y dar soporte y financiación a distintos proyectos que confluirán en la construcción de los dos reactores, ITER, el reactor experimental cuyo emplazamiento ya se está realizando en Cadarache, y DEMO, que será el primer reactor de demostración a escala comercial [2]. Las actividades se han articulado alrededor del estudio de un concepto de envoltura regeneradora (Breeding Blanket) y sus sistemas auxiliares "de planta" lo cual corresponde con gran parte de la temática de este proyecto. 23 Estudio de integración de plantas de potencia en reactor de fusión nuclear El desarrollo de un sistema de refrigeración de la Breeding Blanket y su posterior integración a un ciclo de potencia es esencial para continuar con los desarrollos requeridos dentro del modelo de planta a nivel comercial DEMO. Por lo tanto, este proyecto estará enfocado a dar una visión generalista de los sistemas de refrigeración de la Breeding Blanket que están siendo desarrollados actualmente por la UE y el estudio de distintas configuraciones de planta para el aprovechamiento de la energía producida en el reactor nuclear y que es extraída del mismo a través de los sistemas de refrigeración. 2 FUSIÓN NUCLEAR, JET, ITER Y DEMO n este capítulo se van a definir algunos conceptos físicos sobre la fusión nuclear necesarios para la correcta comprensión de los capítulos posteriores. Servirá de presentación al desarrollo de proyectos relativos a la construcción de una planta de fusión nuclear a nivel comercial (DEMO). 2.1 Fusión Nuclear a fusión es una reacción nuclear a través de la cual, a partir de la combinación o fusión de los núcleos de átomos ligeros se forman núcleos más pesados. Siempre que se habla de fusión nuclear es importante hablar del sol. Esta reacción es la que tiene lugar en estrellas como el sol a temperaturas de 10 – 15 millones ºC), en él, el hidrogeno se fusiona para formar helio: este proceso genera energía, que en forma de radiación solar, mantiene la vida en la tierra. Figura 2. Sol E L 32 Estudio de integración de plantas de potencia en reactor de fusión nuclear El próximo paso requiere la realización de una máquina de mayor tamaño, como ITER, donde se probarán muchas de las técnicas necesarias para una planta de potencia (bobinas superconductoras, producción de tritio, etc.). Este tendrá que demostrar que la fusión es técnicamente viable. El tercer paso, conocido como DEMO, deberá llevar a la construcción de un prototipo de tamaño entero de una planta de potencia de fusión que produzca electricidad de forma rutinaria y fiable para demostrar que la fusión es comercialmente viable. La extrapolación para plasmas del tamaño de ITER de los tiempos de confinamiento y otros parámetros obtenidos a partir de medidas hechas en experimentos más pequeños presenta grandes dificultades a la hora de calcular la difusión de partículas y la conducción de calor desde la teoría de plasmas. Los procesos básicos que causan pérdidas energéticas en un tokamak se conocen, pero la física es tan compleja que la tasa de pérdida real no puede calcularse con suficiente precisión para remplazar los datos empíricos. Los estudios de escalado de plasma establecen los parámetros claves y cuantifican como el confinamiento depende de estos. La aproximación empírica está a la base de todos estos estudios. Un parámetro muy importante resulta ser la corriente de plasma y con base este escalado la extrapolación para el tiempo de confinamiento indica que se necesita un mínimo de 20 millones de amperios (20 MA) para alcanzar la ignición en un tokamak. Para un radio del plasma y un campo magnético toroidal dados existen límites sobre la corriente máxima así que dicha corriente requiere un tokamak aproximadamente 3 veces más grande que JET. En la figura 8 se observa en orden cronológico el desarrollo de las actividades para la construcción de reactores y en su caso, futuras plantas de fusión nuclea; JET, el reactor ITER y el posible futuro reactor DEMO. Figura 8. Evolución cronológica de las actividades [2] 2.3 Configuración de una planta de fusión La configuración de una planta de potencia de fusión está formada por un conjunto de componentes de manera concéntrica tal y como se muestra en la figura 9. Esta configuración puede entenderse como una configuración por capas, donde los sistemas de confinamiento y evacuación del calor se disponen formando una sección aproximadamente con forma de D. El calor evacuado a través del sistema de refrigeración es transformado en calor aprovechable en un ciclo de potencia, el cual aún está por definir y es objeto del presente proyecto. 33 Estudio de integración de plantas de potencia en reactor de fusión nuclear El plasma forma el núcleo del reactor, la superficie que lo recubre se llama Primera Pared (First Wall). Detrás de esta estará la Envoltura Regeneradora (Breeding Blanket), seguida por un Blindaje neutrónico (Shield), la Cámara de Vacío (Vacuum Vessel), las Bobinas magnéticas de campo toroidal y poloidal (TF y poloidal coils) y un blindaje secundario (el Blindaje biológico o Bioshield) para reducir la radiación a los niveles requeridos para garantizar la seguridad del personal que trabaja en las cercanías. El Divertor está ubicado antes de la cámara de vacío y debajo del plasma: su función es evacuar los gases calientes (helio y deuterio y tritio no quemados) eliminándolos del plasma. [2] Figura 9. Esquema de partes del reactor Tokamak A través de la First Wall se produce un flujo de potencia medio en forma de calor del orden de megavatio por metro cuadrado, sin embargo, la mayor parte de la potencia proviene de la reacciones de deuterio y tritio. Esta energía proviene de los neutrones, los cuales pasan a través de la pared sin depositar mucha potencia en ella. La energía es absorbida en la Breeding Blanket por el sistema de transferencia de calor primario que será estudiado posteriormente, donde además, junto con el litio son los encargados de producir tritio para la reacción. En los reactores de fusión basados en confinamiento magnético, aproximadamente la mitad de la energía del plasma se deposita en el Divertor. Si se deposita uniformemente, el flujo de calor directo sobre la First Wall será menor de 1MW/m2. Así que la First Wall, la envoltura y el Divertor se calientan y requieren refrigeración por agua a presión o por helio, y esta es la manera en la cual la potencia de fusión será extraída y convertida en electricidad. El refrigerante primario pasa por un intercambiador de calor produciendo vapor que se utiliza para mover turbinas y generadores como en una planta de potencia convencional. [2] Para que la operación de la planta resulte económicamente rentable se requieren altos flujos de potencia y altas eficiencias térmicas, lo cual implica altas temperaturas de operación. Los materiales estructurales tienden a deformarse cuando operan bajo estas condiciones y esto puede constituir un factor determinante que limite la elección de los mismos. Un flujo de potencia alto pone restricciones severas sobre el diseño mecánico y térmico de las superficies en contacto con el plasma (First Wall). El problema es complejo ya que estas superficies sufren una fuerte erosión debida a las partículas y a la radiación. La elección de los materiales para esta zona entonces 34 Estudio de integración de plantas de potencia en reactor de fusión nuclear queda restringida por la necesidad de usar materiales que minimicen la erosión, mantengan sus características mecánicas bajo el bombardeo de neutrones y tengan buena resistencia al calor. Para el confinamiento magnético el problema resulta todavía más acentuado en las superficies del divertor que está sujeto a flujos de calor localizado muy altos. 3 SISTEMAS DE REFRIGERACIÓN EN ALTA TEMPERATURA n este capítulo se van a describir desde el punto de vista de diseño, las características principales de los sistemas de evacuación de calor que actualmente están siendo desarrollados por el programa de fabricación de las envolturas regeneradoras del reactor (TBM) en el ITER. Existen cuatro opciones: HCPB, HCLL, WCLL y DCLL que conforman uno de los grandes campos de investigación donde se están realizando un gran esfuerzo de desarrollo. 3.1 Introducción En Europa, en el marco de las actividades del consorcio EUROfusion, cuatro conceptos distintos de Breeding Blanket (BB) están siendo desarrollados con el objetivo de cumplir los requerimientos del proyecto de demostración de una planta de potencia a partir de la energía de fusión (Proyecto DEMO) en términos de autosuficiencia de tritio y la producción de electricidad. Las cuatro opciones de Breeding Blanket cubren una amplia gama de posibilidades tecnológicas, donde el agua y el helio son considerados como posibles refrigerantes y PbLi como reproductor de tritio y multiplicador de neutrones. Para el desarrollo del presente apartado se ha tomado como referencia el artículo [5], donde se describen las distintas opciones de Breeding Blanket El PbLi se trata de una aleación eutéctica que es presentada como regenerador de tritio, multiplicador de neutrones y/o refrigerante principal. Se caracteriza por tener un punto de fusión bajo y tener la posibilidad de producir tritio necesario para la autoalimentación del ciclo del combustible a través del litio. El tritio y el deuterio son los átomos utilizados para alimentar la reacción de fusión. El deuterio puede ser extraído del agua de mar de forma ilimitada, sin embargo, el suministro de tritio disponible en principio, es limitado. Afortunadamente, existe una segunda fuente de tritio: el tritio se puede producir dentro del tokamak cuando los neutrones que escapan del plasma interactúan con un elemento específico, el litio, contenido en la Breeding Blanket. Este concepto de reproducción de tritio durante la reacción de fusión es importante para las necesidades futuras de una planta de energía de fusión a gran escala. En ITER se están desarrollando distintos sistemas de refrigeración y alimentación de tritio de la Breeding Blanket en el programa llamado Test Blanket Modules (TBM). En él, se explorarán técnicas viables para garantizar la autosuficiencia de tritio. E 36 Estudio de integración de plantas de potencia en reactor de fusión nuclear 3.2 Sistemas de refrigeración 3.2.1 Helium Cooled Pebble Bed (HCPB) El HCPB es uno de los modelos de refrigeración de la BB de la UE que están siendo desarrollados en ITER. Existen numerosos diseños en cuanto a la segmentación de la Blanket, el diseño que se ha tomado como referencia se construyó sobre la base de la denominada Segmentación Multi - Módulo (MMS de sus siglas en inglés Multi Module Segmentation), el cual divide la Breeding Blanket en 7 segmentos interiores y 7 segmentos exteriores. Cada módulo está formado por una First Wall en forma de U, una placa posterior y las tapas superior e inferior. El interior del módulo está formado por placas de refrigeración en dirección radio – toroidal con refrigerante fluyendo en contracorriente. Entre las placas de refrigeración, se introduce un compuesto litiado (Li4SiO4 como referencia, 60% 6Li enriquecimiento) y Berilio. En este sistema de refrigeración el Litio actúa en la producción de tritio mientras que el Berilio se usa como moderador de neutrones. Las placas de refrigeración junto con el material regenerador conforman la denominada Breeding Zone. El compuesto litiado de la Pebble Bed actúa como unidad de almacenamiento de calor extraído mientras se hace circular el Helio a través de la Pebble Bed para extraer la energía. En el diseño presentado en [3], el material estructural es EUROFER97 y se usa helio como gas refrigerante a 80 bar y temperaturas de entrada / salida de 300/500 ° C, con la opción de elevar la temperatura de entrada a 330 ° C ~ 350 ° C. El tritio producido se purga a través de un circuito donde se emplea helio a baja velocidad. Un estudio termohidráulico y análisis termomecánico del artículo [5] estimó que la caída de presión que sufre el fluido a su paso por el sistema de refrigeración es ∆pBB = ∆pFW + ∆pBZ =1,5 bar. Figura 10. Esquema detallado de las partes del diseño de HCPB de la Breeding Blanket [3] 37 Estudio de integración de plantas de potencia en reactor de fusión nuclear 3.2.2 Helium Cooled Lithium Lead (HCLL) El sistema de refrigeración HCLL es otro de los conceptos BB que la UE pretende ensayar en el programa de fabricación de las envolturas regeneradoras del reactor (TBM) en el ITER. El sistema de refrigeración HCLL se basa en el uso de EUROFER como material estructural, el eutéctico Pb - 15.7Li enriquecido al 90% en 6Li como multiplicador de neutrones y el portador tritio. Por otro lado, usa gas helio como refrigerante con una temperatura de entrada / salida de 300/500 ° C y 80 bar de presión. Se han realizado importantes investigaciones en la optimización y el análisis de varias configuraciones para mejorar sus rendimientos de TBR (Tritium Breeding Ratio, que indica la cantidad de tritio producido en la reacción a partir del material eutéctico) y los refuerzos mientras se minimiza el riesgo de no cumplir con los criterios de diseño (temperaturas de operación, material estructural, presión, etc.). Se han realizado análisis detallados de CFD en el área de colectores en los módulos para disminuir las caídas de presión: el rediseño de las conexiones de los canales FW a los colectores permitió disminuir en un 60% las caídas de presión en esta área con respecto a modelos anteriores [6] Figura 12. Detalle partes de segmento modular HCLL [3] La estructura de soporte posterior se ha rediseñado con el objetivo de reducir las caídas de presión, tener una mejor resistencia y mantener la temperatura de la estructura soporte posterior lo más baja posible para reducir las tensiones. Figura 11. Esquema detallado partes diferenciadas HCLL [3] 38 Estudio de integración de plantas de potencia en reactor de fusión nuclear 3.2.3 Water Cooled Lithium Lead (WCLL) El sistema de refrigeración por agua Lithium Lead (Water-Cooled Lithium Lead en inglés, WCLL en adelante) de la Breeding Blanket es otro de los candidatos para la ejecución del proyecto DEMO. El sistema de refrigeración de la Breeding Blanket está basado en un único segmento modular. Consiste en un módulo externo, compuesto por la First Wall, la cual está directamente expuesta al plasma y recubierto de una capa de tungsteno, las paredes laterales (Side Walls en inglés), las tapas superiores e inferiores y la tapa posterior. El WCLL BB se basa en el Pb – 15.7Li como multiplicador, agua presurizada como refrigerante y EUROFER como material estructural. La última versión del WCLL consiste en la geometría de segmento de módulo único (SMS): la misma geometría básica se repite a lo largo de la dirección poloidal. El calor se extrae por medio de tubos de enfriamiento de agua radial-toroidal (es decir, horizontal) en la zona de multiplicación de tritio. El plomo de litio fluye en dirección radial-poloidal. Los colectores de plomo y litio están diseñados e integrados con el sistema de transferencia de calor donde las condiciones de funcionamiento del refrigerante se han fijado en 295–328 ° C, a 155 bar. Algunos análisis termo-hidráulico CFD del sistema de refrigeración WCLL basado en un único modulo (SMS) mostraron resultados satisfactorios del rendimiento de la refrigeración, ya que la máximo temperatura alcanzada en las estructuras está muy por debajo del límite (550 °C). En este sentido, en un análisis posterior de los ciclos de potencia a integrar se verá desde el punto de vista optimista en cuanto a temperaturas del material las distintas situaciones posibles. Por lo tanto se abre una puerta a las áreas de mejoras con el fin de: garantizar la simetría de temperatura en la dirección toroidal, mejorar las prestaciones de refrigeración mediante el aumento de la velocidad del refrigerante, reducir la longitud total de las tuberías mediante la simplificación de la disposición. 3.2.4 Dual Coolant Lithium Lead (DCLL) El DCLL se basa en el uso de PbLi como reproductor, refrigerante principal, multiplicador de neutrones y portador de tritio, mientras que el helio a 80 bar se usa para enfriar partes específicas de la estructura EUROFER, principalmente el FW. Figura 13. Detalle partes WCLL en dirección radial [3] 39 Estudio de integración de plantas de potencia en reactor de fusión nuclear Aunque históricamente fue desarrollado para aprovechar altas temperaturas consiguiendo una alta eficiencia de la planta utilizando el metal líquido PbLi como refrigerante a alta temperatura, el DCLL se caracteriza principalmente por trabajar a la temperatura máxima del EUROFER (<550 ° C), con el objetivo de utilizar los materiales y tecnologías disponibles (por ejemplo, intercambiador de calor para PbLi). Por lo tanto, el calor extraída por ambos refrigerantes es 66/34%, PbLi / Helio, que es de especial interés para el PHTS debido a la menor potencia de bombeo requerida para el metal líquido en comparación con el gas. Los rendimientos del sistema hidráulico térmico DCLL se han optimizado para tener temperaturas de salida de 548 °C para el PbLi y de 445 °C para el helio. Dentro de los módulos, la BZ está compuesta por varios circuitos PbLi donde el metal líquido fluye en paralelo principalmente en dirección poloidal. Estos circuitos están separados por medio de refuerzos radiales, que se han incrementado para lograr una conexión más robusta con el FW (el número de circuitos paralelos PbLi en un módulo es de 5 a 7, dependiendo del módulo). Figura 14. Segmentación multimódulo [3] Los componentes internos de los módulos DCLL se han rediseñado para permitir el máximo drenaje posible de los segmentos. Además, el colector interno PbLi ha cambiado de tuberías concéntricas a conexiones cuadradas separadas, lo que también reduce considerablemente la caída de presión. Figura 15. Detalle partes DCLL [3] 40 Estudio de integración de plantas de potencia en reactor de fusión nuclear 3.3 Conclusiones Uno de los objetivos de DEMO es conseguir desarrollar la función de refrigeración y alimentación de tritio de la Breeding Blanket. Estos objetivos deben cumplirse manteniendo cierta flexibilidad de operación y seguridad por lo que tras las distintas opciones planteadas queda un proceso de aceptación y fiabilidad de la tecnología. De cara al proyecto DEMO se están realizando importantes investigaciones en cuanto al diseño e integración de la Breeding Blanket permiten limitar las opciones tecnológicas en cuanto a tipo de refrigerante y tipo de alimentación del ciclo de combustible. El diseño de los componentes va más allá de la obtención de un alto rendimiento de refrigeración o de alimentación de tritio, siendo importante también el diseño mecánico y su integración en el reactor. Todo ello está siendo probado en el programa TBM de la UE, por lo que en fase actual, se está recopilando datos para validar los distintos modelos planteados y evaluar procesos como el transporte de tritio. Con vista al futuro, se espera la selección de las opciones, en cierta medida definitivas en el año 2024. 4 SISTEMAS DE PRODUCCIÓN DE POTENCIA A INTEGRAR n este capítulo se va a llevar a cabo un estudio de las distintas opciones de planta de potencia a integrar para el aprovechamiento del calor extraído a través del sistema de refrigeración. La metodología de trabajo se basa en la modificación del diseño del ciclo en función de las necesidades que se han ido encontrando durante el estudio de los parámetros del ciclo. 4.1 Introducción Independientemente del sistema de evacuación de calor utilizado, existe una potencia térmica neta que será el objeto de la integración de una planta de potencia que convierta esa energía térmica en energía eléctrica lista para su distribución. Entre las distintas opciones que podrían ser objeto de estudio, al tener una temperatura máxima del refrigerante que, por lo general, oscila entre los 500 – 650 ºC, la temperatura de entrada a la turbina de vapor estaría limitada por esta temperatura. Sin embargo, para el estudio del ciclo de potencia que utiliza CO2 supercrítico, se realizará la hipótesis desde el punto de vista optimista en cuanto al desarrollo de materiales y sistemas de refrigeración en alta temperatura. En este sentido, de nuevo se abre una nueva línea de desarrollo tecnológico que podría ser objeto de estudio para trabajos posteriores, que basen sus esfuerzos en el desarrollo de un sistema de refrigeración con una temperatura tal que alcance los parámetros definidos en el presente proyecto. 4.2 Ciclo Rankine – Vapor En este apartado se va a realizar un estudio de una de las posibles opciones de planta de potencia a integrar en el sistema. Concretamente, el ciclo a estudiar en este apartado es el ciclo de Rankine usando vapor como fluido de trabajo. Este tipo de planta integra una tecnología ampliamente conocida por su aplicación previa en plantas de generación en centrales térmicas, ciclos combinados o centrales nucleares convencionales. En los siguientes apartados se va a describir la configuración de la planta utilizada para el estudio del ciclo en cuestión y su posterior resolución. También se va a realizar un análisis de los resultados teniendo en cuenta los valores esperados y conocidos de las variables del sistema, teniendo en cuenta la diferencia que implica el origen de la fuente de calor. E 48 Estudio de integración de plantas de potencia en reactor de fusión nuclear Como se ha comentado anteriormente el vapor procedente de las extracciones, tras ceder energía a la corriente principal sale de los precalentadores como agua saturada: 𝑇𝑆𝐴𝑇,5 =𝑓(𝑥 =0,𝑝5) 𝑇𝑆𝐴𝑇,6 =𝑓(𝑥 =0,𝑝6) 𝑇𝑆𝐴𝑇,7 =𝑓(𝑥 =0,𝑝7) 𝑇𝑆𝐴𝑇,8 =𝑓(𝑥 =0,𝑝8) Sabiendo que 𝐷𝑇𝑇=𝑇𝑆𝐴𝑇 −𝑇𝑆𝑎𝑙𝑖𝑑𝑎,𝑃𝑅𝐸𝐶 =4 ℃ 𝑇5´´ =𝑇𝑆𝐴𝑇,5 −𝐷𝑇𝑇 𝑇6´´ =𝑇𝑆𝐴𝑇,6 −𝐷𝑇𝑇 𝑇7´´ =𝑇𝑆𝐴𝑇,7 −𝐷𝑇𝑇 𝑇8´´ =𝑇𝑆𝐴𝑇,8 −𝐷𝑇𝑇 Por lo tanto, conociendo las temperaturas y presiones del fluido de la corriente principal a la salida de los precalentadores podemos calcular la entalpía en dichos puntos: ℎ5´´ =𝑓(𝑇5´´,𝑝5´´) ℎ6´´ =𝑓(𝑇6´´,𝑝6´´) ℎ7´´ =𝑓(𝑇7´´,𝑝7´´) ℎ8´´ =𝑓(𝑇8´´,𝑝8´´) En el tren de precalentadores se va incorporar el aporte de calor procedente de distintas partes del reactor: Divertor y Vacuum Vessel. Para el cálculo de estos apartados se van a suponer los siguientes saltos de temperaturas de la corriente de agua principal debido el aporte de calor: 𝐷𝑖𝑣𝑒𝑟𝑡𝑜𝑟 𝑃𝐹𝐶𝑠 → ∆𝑇𝐷𝐼𝑉,𝑃𝐹𝐶𝑠 =50 ℃ 𝑉𝑎𝑐𝑢𝑢𝑚 𝑉𝑒𝑠𝑠𝑒𝑙 → ∆𝑇𝑣𝑣 =25 ℃ 𝐷𝑖𝑣𝑒𝑟𝑡𝑜𝑟 𝐶𝑎𝑠𝑠𝑒𝑡𝑡𝑒 → ∆𝑇𝐷𝐼𝑉,𝐶𝐴𝑆𝑆𝐸𝑇𝑇𝐸 =20 ℃ Por lo tanto los saltos de temperatura que sufre el fluido son: 𝑇6´´´ =𝑇6´´ +∆𝑇𝐷𝐼𝑉,𝑃𝐹𝐶𝑠 𝑇11 =𝑇10´ +∆𝑇𝑉𝑉 𝑇12 =𝑇11 +∆𝑇𝐷𝐼𝑉,𝐶𝐴𝑆𝑆𝐸𝑇𝑇𝐸 Una vez calculadas todas las presiones y temperaturas del tren de precalentadores es posible calcular las entalpías que faltan por calcular a la salida de los intercambiadores tras el aporte de calor procedente del reactor: ℎ6´´´ =𝑓(𝑝6´´´,𝑇6´´´) ℎ11 =𝑓(𝑝11,𝑇11) ℎ12 =𝑓(𝑝12,𝑇12) 49 Estudio de integración de plantas de potencia en reactor de fusión nuclear Desde el punto de vista de cálculos del ciclo, únicamente faltaría calcular las distintas extracciones en las turbinas. Esto se va a llevar a cabo estableciendo las ecuaciones de balance de masa y energía en los precalentadores. En el vapor vivo se produce la ramificación y tomando la totalidad del gasto másico en términos relativos, es decir, siendo 1 la fracción másica total: 1=𝛼𝑇𝐴𝑃 −𝛼𝑅𝐸𝐶 Para la turbina de alta presión se tiene: 𝛼𝑇𝐴𝑃 =𝛼2+𝛼7+𝛼8 𝛼2=𝛼𝑠𝑒𝑝,2 +𝛼𝑑𝑒𝑠𝑔𝑎𝑠,2 Continuando con el separador de humedad: 𝛼𝑠𝑒𝑝,2 =𝛼2´ +𝛼2´´ 𝛼𝑠𝑒𝑝,2 ∗ℎ2=𝛼2´ ∗ℎ2´ +𝛼2´´ ∗ℎ2´´ Y en el recalentador: 𝛼2´ =𝛼3 𝛼𝑅𝐸𝐶 =𝛼1´ 𝛼𝑅𝐸𝐶 ∗ℎ1+𝛼2´ ∗ℎ2´ =𝛼3∗ℎ3+𝛼1´ ∗ℎ1´ Para la turbina de baja presión: 𝛼3=𝛼4+𝛼5+𝛼6 𝛼9=𝛼4+𝛼5+𝛼6 𝛼9=𝛼9´ Pasamos a los balances en los precalentadores, donde se han establecido por orden inverso, siendo el precalentador número 1 justo después de la bomba de baja presión, el 3 corresponde al desgasificador y el 5 corresponde al precalentador previo a la Breeding Blanket. “Balance de masa y energía en precalentador 5” 𝟏∗𝒉𝟕+𝜶𝟖∗𝒉𝟖 + 𝜶𝟏 ´ ∗𝒉𝟏 ´ =𝟏∗𝒉𝟖 ´´ +(𝜶𝟖+𝜶𝟏 ´ )∗𝒉𝟖 ´ “Balance de masa y energía en precalentador 4” 𝟏∗𝒉𝟏𝟐 +𝜶𝟕∗𝒉𝟕 +𝜶𝟐 ´´ ∗𝒉𝟐 ´´ + 𝜶𝟖∗𝒉𝟖=𝟏∗𝒉𝟕 ´´ +(𝜶𝟖+𝜶𝟏 ´ +𝜶𝟕+𝜶𝟐 ´´ )∗𝒉𝟕 ´ “Balance de masa y energía en precalentador 3 - Desgasificador” 𝜶𝟔´´´ =𝜶𝟗 ´ 𝜶𝒅𝒆𝒔𝒈𝒂𝒔,𝟐 ∗𝒉𝟐+𝜶𝟔 ´´´ ∗𝒉𝟔 ´´´ =𝜶𝟏𝟎 ∗𝒉𝟏𝟎 𝜶𝟏𝟐 =𝜶𝟏𝟎 𝜶𝟏𝟐 =𝟏−(𝜶𝟖+𝜶𝟏 ´ +𝜶𝟕+𝜶𝟐 ´´ ) “Balance de masa y energía en precalentador 2” 𝜶𝟗´ ∗𝒉𝟗 ´ + 𝜶𝟔∗𝒉𝟔=𝜶𝟔∗𝒉𝟔 ´ +𝜶𝟔 ´´ ∗𝒉𝟔 ´´ 𝜶𝟔 ´´ =𝜶𝟗 ´ 50 Estudio de integración de plantas de potencia en reactor de fusión nuclear “Balance de masa y energía en precalentador 1” 𝜶𝟔∗𝒉𝟔 ´ + 𝜶𝟓∗𝒉𝟓+𝜶𝟗 ´ ∗𝒉𝟗 ´ =𝜶𝟓 ´´ ∗𝒉𝟓 ´´ +(𝜶𝟓+𝜶𝟔)∗𝒉𝟓 ´ 𝜶𝟓 ´´ =𝜶𝟗 ´ Una vez calculados las fracciones másicas de todo el ciclo, podemos calcular el caudal másico en [kg/s] como: 𝑄𝐵𝑍 =𝑚󰇗𝑣𝑎𝑝 ∗(ℎ1−ℎ8´´) Por lo tanto, ya es posible calcular el trabajo en cada una de las turbinas: 𝑊𝑇𝐴𝑃 =[𝛼𝑇𝐴𝑃 ∗(ℎ1−ℎ8)]+[(𝛼𝑇𝐴𝑃 −𝛼8)∗(ℎ8−ℎ7)]+[(𝛼𝑇𝐴𝑃 −𝛼8−𝛼7)∗(ℎ7−ℎ2)] 𝑊𝑇𝐵𝑃 =[𝛼3∗(ℎ3−ℎ6)]+[(𝛼3−𝛼6)∗(ℎ6−ℎ5)]+[(𝛼3−𝛼6−𝛼5)∗(ℎ5−ℎ4)] 𝑊𝑇𝑈𝑅𝐵𝐼𝑁𝐴𝑆 =𝑊𝑇𝐴𝑃 +𝑊𝑇𝐵𝑃 Y el trabajo consumido por las bombas: 𝑊𝐵𝐴𝑃 =[𝛼10 ∗(ℎ10´ −ℎ10)] 𝑊𝐵𝐵𝑃 =[𝛼9∗(ℎ9´ −ℎ9)] 𝑊𝐵𝑂𝑀𝐵𝐴𝑆 =𝑊𝐵𝐴𝑃 +𝑊𝐵𝐵𝑃 Quedando una potencia neta: 𝑊 󰇗𝑛𝑒𝑡𝑎 =𝑚󰇗𝑣𝑎𝑝 ∗(𝑊𝑇𝑈𝑅𝐵𝐼𝑁𝐴𝑆 −𝑊𝐵𝑂𝑀𝐵𝐴𝑆) Y un rendimiento del ciclo: 𝜂𝑐𝑖𝑐𝑙𝑜 =𝑊 󰇗𝑛𝑒𝑡𝑎 (𝑄󰇗𝐵𝑍 +𝑄󰇗𝐹𝑊 +𝑄󰇗𝐷𝐶 +𝑄󰇗𝑉𝑉 +𝑄󰇗𝐷𝑃) 4.2.3 Resultados del análisis Para la configuración de la planta, anteriormente definida: Figura 17. Esquema de planta ciclo Rankine con agua como fluido de trabajo 51 Estudio de integración de plantas de potencia en reactor de fusión nuclear Tras plantear las ecuaciones que resuelven el ciclo propuesto, haciendo uso del programa de cálculo EES se han calculado las propiedades termodinámicas del mismo y las prestaciones anteriormente planteadas, obteniendo los siguientes resultados: Tabla 3. Resultados ciclo de potencia – Rankine agua Punto α m Presión Temperatura Entalpía [kg/s] [bar] [ᵒC] [kJ/kg] 1 1 854,2 64,1 299 2861 2 0,8491 725,30122 10 179,9 2559 3 0,6963 594,77946 9,5 273 2994 4 0,5633 481,17086 0,05 32,88 2140 5 0,05259 44,922378 0,4 75,88 2359 6 0,08033 68,617886 0,8 93,51 2443 7 0,04942 42,214564 27 228,1 2713 8 0,008881 7,5861502 33 239,2 2746 9 0,6963 594,77946 0,05 32,88 137,7 10 0,7642 652,77964 10 179,9 762,9 11 0,7642 652,77964 64,1 205,9 880,7 12 0,7642 652,77964 64,1 225,9 971,7 En este sentido con los valores definidos anteriormente se obtienen las siguientes prestaciones del ciclo: 𝑊𝑇𝐴𝑃 =265,3𝑘𝐽 𝑘𝑔 𝑊𝑇𝐵𝑃 =558,4𝑘𝐽 𝑘𝑔 𝑊𝑇𝑈𝑅𝐵𝐼𝑁𝐴𝑆 =823,7𝑘𝐽 𝑘𝑔 𝑊𝐵𝐴𝑃 =5,348𝑘𝐽 𝑘𝑔 𝑊𝐵𝐵𝑃 =0,8329𝑘𝐽 𝑘𝑔 𝑊𝐵𝑂𝑀𝐵𝐴𝑆 =6,181𝑘𝐽 𝑘𝑔 Con estos valores se obtienen una potencia neta del ciclo de: 𝑊 󰇗𝑛𝑒𝑡𝑎 =698,3 𝑀𝑊 Para este valor de potencia neta producida se obtiene un rendimiento del ciclo: 𝜂𝑐𝑖𝑐𝑙𝑜 =𝑊󰇗𝑛𝑒𝑡𝑎 (𝑄󰇗𝐵𝑍 +𝑄󰇗𝐹𝑊 +𝑄󰇗𝐷𝐶 +𝑄󰇗𝑉𝑉 +𝑄󰇗𝐷𝑃)=29,32% El rendimiento del ciclo obtenido se encuentra dentro del rango de rendimientos aceptables para una planta convencional trabajando con las mismas condiciones. En apartados posteriores se va estudiar las posibles opciones de mejora y su influencia en el rendimiento y potencia neta producida por el ciclo. 52 Estudio de integración de plantas de potencia en reactor de fusión nuclear 4.3 Ciclo Brayton – Supercritical CO2 En segundo lugar se va a proceder al estudio del ciclo Brayton en el que se utiliza CO2 como fluido de trabajo en condiciones supercríticas. En este caso en concreto, el ciclo termodinámico se caracteriza por ser un ciclo de Brayton cerrado. El ciclo Brayton consiste en un ciclo termodinámico en su forma más sencilla; una compresión adiabática, una etapa de calentamiento, idealmente a presión constante, una expansión adiabática, generalmente en una turbina de gas y en este caso específico un enfriamiento del fluido de trabajo a presión constante para cerrar ciclo el termodinámico. Esto supone, que asociado al ciclo de potencia, existirán unas pérdidas de calor en el enfriamiento, siendo bastante elevados en el caso de estudio debido que se trabaja en condiciones supercríticas, por lo tanto, tendremos una gran cantidad de calor en la salida de la turbina. Figura 18. Diagrama bloques ciclo Brayton cerrado Figura 19. Diagrama T-s ciclo Brayton Los motivos por el que se usa como fluido de trabajo CO2 en condiciones supercríticas son los siguientes [9]: • La alta densidad del fluido reduce el tamaño de las turbomáquinas del ciclo. Esto afecta directamente al coste de la instalación y a la complejidad, reduciendo ambos notablemente. • Las grandes variaciones de densidad y calor específico en el fluido supercrítico hacen que se pueda extraer una gran cantidad de energía en la turbina en comparación con la necesaria para comprimir el fluido. • Menor coste de instalación y de operación y mantenimiento, reduciendo el coste normalizado de generación (LCOE) entre un 10 y un 20% con respecto a una central de vapor. • Es un fluido que no es ni corrosivo ni tóxico. • Adecuado para una gran variedad de temperaturas. 4.3.1 Configuración de la planta Para primer estudio usando como fluido de trabajo sCO2 se ha elegido la configuración del ciclo Brayton simple. Se ha elegido como ciclo para el estudio en este tipo de plantas por la simplicidad y el conocimiento de operación que supone el ciclo Brayton simple. 53 Estudio de integración de plantas de potencia en reactor de fusión nuclear Aunque el CO2 supercrítico posee un amplio rango de funcionamiento en cuanto a presiones y temperaturas, debido a las variaciones de modos de operación de este tipo de plantas se han tomado valores conservadores en este sentido, aunque posteriormente se estudiará el comportamiento de la planta ante una variación de dichos parámetros. Las condiciones a la entrada de la turbina se han definido en 650 ºC y 225 bar. En la turbina se expandirá hasta una presión igual a 75 bar y la temperatura de entrada al compresor se ha definido en 35 ºC. En este estudio, a diferencia del estudio para el ciclo de Rankine anterior se ha considerado que la potencia térmica aportada a la planta viene dada únicamente en el caso de por el calor extraído de la Breeding Zone, siendo igual a 1577 MWt. Figura 20. Esquema planta ciclo Brayton cerrado simple Una vez definidas las condiciones de funcionamiento del ciclo simple, tras resolver el ciclo se observó que la temperatura a la salida es muy elevada, por lo tanto la potencia térmica perdida en la refrigeración del fluido de trabajo era demasiado elevada, por lo tanto se optó por usar un ciclo simple regenerativo que aprovechara el calor a la salida de la turbina aumentando así el rendimiento del mismo. La configuración del ciclo regenerativo consiste en usar un intercambiador a la salida de la turbina de gas para precalentar el fluido de entrada el intercambiador donde se produce el aporte de calor procedente de la Breeding Zone. 54 Estudio de integración de plantas de potencia en reactor de fusión nuclear Figura 21. Esquema planta ciclo Brayton cerrado regenerativo Esta configuración penaliza la potencia específica del ciclo [kW/kg], y por lo tanto el coste y tamaño de la planta, sin embargo, el aumento del rendimiento dado en este caso es más importante que la penalización debida a la disminución de la relación potencia/peso. En el apartado siguiente se procederá al análisis termodinámico de los ciclos anteriores y se estudiara las prestaciones de cada uno de ellos. 4.3.2 Análisis termodinámico Partiendo de las siguientes hipótesis iniciales: Tabla 4. Hipótesis iniciales análisis termodinámico Ciclo Brayton simple Hipótesis de cálculo iniciales 𝑇1=650 ℃ p3=p2 𝑝1=225 𝑏𝑎𝑟 𝑝4=𝑝1 𝑝2=75 𝑏𝑎𝑟 T3=35 ℃ Se empieza resolviendo el ciclo simple de CO2 supercrítico, debido a la simplicidad del mismo, se tomara como referencia en los cálculos posteriores: CICLO SIMPLE Tras la investigación de distintos artículos con plantas de este tipo, se han tomado valores datos de partida de presión y temperatura valores dentro del rango de funcionamiento para el sCO2: 𝜂𝑇= 92 % 55 Estudio de integración de plantas de potencia en reactor de fusión nuclear 𝜂𝐶= 88 % 𝑄𝐵𝑍 =1577 𝑀𝑊 “Balance en turbina” Conociendo el rendimiento interno de la turbina y los valores de presión y temperatura a la entrada es posible calcular la entalpia a la entrada: 𝜂𝑇= ℎ1−ℎ2 ℎ1−ℎ2𝑠 Los valores de presión y temperatura a la entrada: 𝑝1=225 𝑏𝑎𝑟 𝑇1=650 ℃ ℎ1=𝑓(𝑇1,𝑝1) Una vez calculadas las condiciones a la entrada, conociendo la presión a la salida de la turbina se pueden calcular las propiedades termodinámicas en dicho punto haciendo uso del rendimiento interno de la turbina y la obtención en la turbina hasta las condiciones isentrópicas: 𝑝2=75 𝑏𝑎𝑟 ℎ2𝑠 =𝑓(𝑠1,𝑝2) 𝑠1=𝑓(𝑇1,𝑝1) 𝜂𝑇= ℎ1−ℎ2 ℎ1−ℎ2𝑠 Ya habríamos calculado la entalpia a la entrada y a la salida de la turbina, por lo tanto, aplicamos el mismo procedimiento de cálculo para el compresor: “Balance en compresor” Teniendo en cuenta que la temperatura a la entrada del compresor tras el cooler es igual 𝑇3=35 ℃ y que no existe pérdida de carga en el mismo: 𝒑𝟑=𝒑𝟐 𝑻𝟑=𝟑𝟓 ℃ Conocido la presión y temperatura a la entrada: ℎ3=𝑓(𝑇3,𝑝3) Por lo tanto, es posible calcular las propiedades termodinámicas a la salida del compresor haciendo uso de la 56 Estudio de integración de plantas de potencia en reactor de fusión nuclear expansión isentrópica y el rendimiento interno del compresor: 𝑝4=𝑝1 𝜂𝐶= ℎ4𝑠 −ℎ3 ℎ4−ℎ3 ℎ4𝑠 =𝑓(𝑠3,𝑝4) 𝑠3=𝑓(𝑇3,𝑝3) Por otro lado, una vez calculadas las propiedades termodinámicas en todos los puntos del ciclo, es posible calcular el gasto másico en [kg/s] como: 𝑄󰇗𝐵𝑍 =𝑚󰇗𝑠𝐶𝑂2∗(ℎ1−ℎ4) El calor transferido al fluido de trabajo se calcula como: 𝑄𝑇𝑅𝐴𝑁𝑆𝐹 =(ℎ1−ℎ4) Y el trabajo en la turbina y el compresor como: 𝑊𝑇=(ℎ1−ℎ2) 𝑊𝐶=(ℎ4−ℎ3) Por lo tanto, las prestaciones del ciclo en cuanto a potencia neta, rendimiento y calor perdido en el cooler: 𝑊 󰇗𝑛𝑒𝑡𝑎 =𝑚󰇗𝑠𝐶𝑂2∗(𝑊𝑇−𝑊𝐶) 𝜂𝑠𝐶𝑂2=(𝑊𝑇+𝑊𝐶) 𝑄𝑇𝑅𝐴𝑁𝑆𝐹 𝑄󰇗𝑃𝐸𝑅𝐷 =𝑚󰇗𝑠𝐶𝑂2∗(ℎ2−ℎ𝟑) Pasamos al análisis termodinámico del ciclo simple regenerativo, con el cual se aprovecha la temperatura a la salida de la turbina y por lo tanto se espera un aumento del rendimiento del ciclo. CICLO BRAYTON REGENERATIVO Al igual que para el ciclo simple, los datos de partida se han tomado valores aleatorios tras una investigación de los valores de funcionamiento en de este tipo de planta en condiciones normales. 𝜂𝑇= 92 % 𝜂𝐶= 88 % 𝑄𝐵𝑍 =1577 𝑀𝑊 57 Estudio de integración de plantas de potencia en reactor de fusión nuclear “Balance en turbina” Conociendo el rendimiento interno de la turbina y los valores de presión y temperatura a la entrada es posible calcular la entalpia a la entrada: 𝜂𝑇= ℎ1−ℎ2 ℎ1−ℎ2𝑠 Los valores de presión y temperatura a la entrada: 𝑝1=225 𝑏𝑎𝑟 𝑇1=650 ℃ ℎ1=𝑓(𝑇1,𝑝1) Por lo tanto, es posible calcular las propiedades termodinámicas a la salida del compresor haciendo uso de la expansión isentrópica y el rendimiento interno del compresor: 𝑝2=75 𝑏𝑎𝑟 𝜂𝑇= ℎ1−ℎ2 ℎ1−ℎ2𝑠 ℎ2𝑠 =𝑓(𝑠1,𝑝2) 𝑠1=𝑓(𝑇1,𝑝1) “Balance en el regenerador” Para el cálculo de la temperatura que alcanza el fluido en el precalentado, se tiene en cuanta las siguientes suposiciones: • No existe perdida de carga en las corrientes del intercambiador • El rendimiento del intercambio es 𝜂𝐻𝑋 =76 % 𝑝3=𝑝2 𝑝6=𝑝5 𝑝6=𝑝1 𝜂𝐻𝑋 = ℎ6−ℎ5 ℎ2−ℎ5 Por lo tanto, a partir de la entalpía y presión del punto [6] es posible calcular la temperatura en dicho punto. ℎ2 − ℎ3 = ℎ6− ℎ5 𝑇6= 𝑓(𝑝6 ,ℎ6) “Balance en el compresor” 64 Estudio de integración de plantas de potencia en reactor de fusión nuclear Tabla 7. Condiciones de trabajo de sustancias orgánicas e inorgánicas [10]. SUSTANCIA Pcrit Tcrit Rango bar °C °C ACETONA (C3 H6 O) 47 234,95 276.85, -94.65 AMONIACO(NH3 ) 113,33 132,25 426.85,-77.655 BENCENO 48,94 288,9 361.85,9.85 BUTANO 37,96 151,98 315.85,-138.28 DECAFLUOROBUTANO (C4 F10) 23,234 113,18 226.85, -84.15 DODECAFLUOROPENTANO (C5 F12 ) 20,45 147,41 226.85, -73.15 TOLUENO 41,273 318,61 426.85, -95.15 SULFURO DE CARBONILO (COS) 63,7 105,62 376.85,-138.85 CIS BUTENO 42,255 162,6 251.85,-138.85 CICLO HEXANO 40,75 280,49 426.85, 6.32 CICLO PROPANO 55,797 125,15 199.85. -0.15 DECANO 21,03 344,55 401.85, -29.65 DIMETILETER 53,702 126,95 176.85, -73.15 DODECANO 18,17 384,96 426.85, -9.55 ETANO 48,718 32,18 351.85, -182.8 ETANOL 61,609 240,78 426.85, -23.15 HEPTANO 27,36 266,98 326.85,-90.6 HEXANO 30,34 234,67 326.85, -95.32 SULFURO DE HIDROGENO 90 99,95 486.85, -85.45 ISOBUTANO(2METHYL PROPANO) 36,4 134,67 299.85,-159.59 ISOBUTENO(2 METHYL,1 PROPENO) 40,098 144,94 276.85,-140.75 ISOHEXANO(2 METHYLPENTANO) 30,4 224,55 276.85,-153.55 ISOPENTANO(2 METHYLBUTANO) 33,96 187,2 226.85, -160.5 R152A 45,168 113,26 226.85,-118.59 R245fa 36,4 154,05 226.85, -73.15 R21 51,812 178,33 200.04, -73.15 R22 49,9 96 276.85,-157.42 R32 57,82 78 161.85,-136.81 METANOL 81,035 239,45 346.85, -97.54 De entre todos los fluidos de la tabla anterior, es posible descartar algunos fluidos que no cumplen las condiciones de trabajo en las que va a operar el ciclo de cola, las cuales se corresponden con: Rango de presiones: [23,5−0,06249] 𝑏𝑎𝑟 Rango de temperaturas: [274,5−35] ℃ Por lo tanto, los fluidos señalados en color verde en la tabla anterior (Benceno, Tolueno, Ciclo Hexano), son considerados potenciales candidatos para el estudio debido a que cumplen las condiciones de trabajo del ciclo: • Temperaturas y presión críticas por debajo de las condiciones de operación. • Rango de temperaturas del ciclo dentro del rango de temperaturas de operación del fluido. 65 Estudio de integración de plantas de potencia en reactor de fusión nuclear Por lo tanto, una vez, seleccionados los candidatos se va a proceder al estudio de los tres fluidos de trabajo operando en el ciclo que se ha tomado como referencia (Ciclo combinado con ciclo de Brayton simple): Figura 25. Diagrama rendimiento – Temperatura para fluidos orgánicos La figura anterior representa la variación del rendimiento del ciclo combinado frente a la variación de la temperatura de entrada a la turbina dentro del rango de operación para cada fluido. En esta gráfica se observa la influencia que tiene la utilización de un fluido u otro en el rendimiento del ciclo combinado. A simple vista, la gráfica muestra que fluido de trabajo que aporta mejores prestaciones al ciclo es el Ciclo Hexano. Este fluido a partir de temperaturas superiores a 290 ⁰C aproximadamente, confiere prestaciones bastante superiores al ciclo. En principio, el Ciclo Hexano sería el candidato ideal para un ciclo que operará con temperaturas superiores a 290 ⁰C, sin embargo, para el ciclo estudiado, al tratarse de un ciclo orgánico de Rankine se expande desde condiciones de vapor saturado, en este caso, para la presión dada, las condiciones de temperatura de saturación de los fluidos varían siendo la temperatura de saturación del tolueno la más alta para la presión de 23,5 bar. En este sentido, se concluye diciendo que el fluido de trabajo que aporta mayor rendimiento de trabajo para las condiciones dadas es el Tolueno y por lo tanto será el fluido de trabajo elegido para estudios posteriores en el presente proyecto. Temperaturas de saturación a 23,5 bar: 𝑇𝑠𝑎𝑡𝐵𝑒𝑛𝑐𝑒𝑛𝑜 =232,6 ℃ 𝑇𝑠𝑎𝑡𝐶𝑖𝑐𝑙𝑜 𝐻𝑒𝑥𝑎𝑛𝑜 =237,9 ℃ 𝑻𝒔𝒂𝒕𝑻𝒐𝒍𝒖𝒆𝒏𝒐 =𝟐𝟕𝟒,𝟓 ℃ 200 250 300 350 400 450 0 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0,6 TORC[1] hCC ToluenoTolueno BencenoBenceno Ciclo HexanoCiclo Hexano 66 Estudio de integración de plantas de potencia en reactor de fusión nuclear 4.4.3 Análisis termodinámico Partiendo de las siguientes hipótesis iniciales: Tabla 8. Hipótesis iniciales análisis termodinámico – Ciclo combinado Hipótesis de cálculo iniciales 𝑇1=650 ℃ p3=p2 𝑝1=225 𝑏𝑎𝑟 𝐷𝑇𝑇𝑂𝑅𝐶 =13 ℃ 𝑝2=75 𝑏𝑎𝑟 𝑝𝑂𝑅𝐶[1] =23,5 𝑏𝑎𝑟 𝑇𝑂𝑅𝐶[3]= 35 ℃ 𝑇𝑂𝑅𝐶[3]= 35 ℃ ∆𝑇𝐶𝑂𝑁𝐷 =5 ℃ 𝑝𝑂𝑅𝐶[4]=𝑝𝑂𝑅𝐶[1] 𝜂𝐻𝑋 =76 % 𝜀𝐻𝑋 =0 % Se empieza resolviendo el ciclo simple de CO2 supercrítico, debido a la simplicidad del mismo, se tomara como referencia en los cálculos posteriores: CICLO COMBINADO – CICLO SIMPLE + ORC De igual forma al análisis llevado a cabo en el apartado anterior, se han tomado valores datos de partida de presión y temperatura valores dentro del rango de funcionamiento para el sCO2: 𝜂𝑇= 92 % 𝜂𝐶= 88 % 𝑄𝐵𝑍 =1577 𝑀𝑊 CICLO DE CABEZA – CICLO DE BRAYTON SIMPLE “Balance en turbina” Conociendo el rendimiento interno de la turbina y los valores de presión y temperatura a la entrada es posible calcular la entalpia a la entrada: 𝜂𝑇= ℎ1−ℎ2 ℎ1−ℎ2𝑠 Los valores de presión y temperatura a la entrada: 𝑝1=225 𝑏𝑎𝑟 𝑇1=650 ℃ ℎ1=𝑓(𝑇1,𝑝1) 67 Estudio de integración de plantas de potencia en reactor de fusión nuclear Una vez calculadas las condiciones a la entrada, conociendo la presión a la salida de la turbina se pueden calcular las propiedades termodinámicas en dicho punto haciendo uso del rendimiento interno de la turbina y la obtención en la turbina hasta las condiciones isentrópicas: 𝑝2=75 𝑏𝑎𝑟 ℎ2𝑠 =𝑓(𝑠1,𝑝2) 𝑠1=𝑓(𝑇1,𝑝1) 𝜂𝑇= ℎ1−ℎ2 ℎ1−ℎ2𝑠 Ya habríamos calculado la entalpia a la entrada y a la salida de la turbina. Llegados a este punto, es necesario conocer las condiciones a la salida y entrada del intercambiador de calor. “Balance en intercambiador” Teniendo en cuenta que la temperatura a la entrada del compresor tras el intercambiador es igual es función de la diferencia terminal de temperatura y que no existe pérdida de carga en el mismo: 𝒑𝟑=𝒑𝟐 𝑫𝑻𝑻𝑶𝑹𝑪 =𝟏𝟑 ℃ 𝑻𝟑= 𝑻𝑶𝑹𝑪[𝟒] +𝑫𝑻𝑻𝑶𝑹𝑪 Siendo el calor cedido al ciclo de cola: 𝑄󰇗𝑂𝑅𝐶 =𝑚󰇗𝐶𝑂2∗(ℎ2−ℎ3) “Balance en compresor” Conocida la presión y temperatura a la entrada: ℎ3=𝑓(𝑇3,𝑝3) Por lo tanto, es posible calcular las propiedades termodinámicas a la salida del compresor haciendo uso de la expansión isentrópica y el rendimiento interno del compresor: 𝑝4=𝑝1 𝜂𝐶= ℎ4𝑠 −ℎ3 ℎ4−ℎ3 68 Estudio de integración de plantas de potencia en reactor de fusión nuclear ℎ4𝑠 =𝑓(𝑠3,𝑝4) 𝑠3=𝑓(𝑇3,𝑝3) Ya tendríamos calculadas las propiedades termodinámicas del ciclo de cabeza y el calor aportado al ciclo de cola, por lo tanto, conocidos estos datos pasamos al cálculo de las propiedades termodinámicas del ciclo de cola: CICLO DE COLA – CICLO ORGÁNICO DE RANKINE Para el cálculo de las propiedades termodinámicas del ciclo es necesario definir los rendimientos de las máquinas: 𝜂𝑇,𝑂𝑅𝐶 = 85 % 𝜂𝐶,𝑂𝑅𝐶 = 75 % Del ciclo de cabeza se sabe que el calor transferido al ciclo de cola viene dado por: 𝑄󰇗𝑂𝑅𝐶 =𝑚󰇗𝐶𝑂2∗(ℎ2−ℎ3) “Balance en turbina” En primer lugar, comenzamos resolviendo el balance en la turbina, donde para su resolución se va a suponer que el fluido a la entrada se trata de vapor saturado a la presión p_ORC[1]. La temperatura de operación del ciclo orgánico de Rankine está entre 70 ºC y 300 ºC. Por lo tanto, debido a las propiedades físicas del fluido orgánico, la expansión del vapor saturado no conduce a la zona de vapor húmedo, sino que queda en la zona de vapor sobrecalentado, siendo válida la suposición anterior de vapor saturado a la entrada de la turbina. Por lo tanto las condiciones a la entrada de la turbina son: 𝑝𝑂𝑅𝐶[1] =23,5 𝑏𝑎𝑟 𝑇𝑂𝑅𝐶[1] =𝑓(𝑥 =1,𝑝𝑂𝑅𝐶[1]) ℎ𝑂𝑅𝐶[1] =𝑓(𝑇𝑂𝑅𝐶[1],𝑝𝑂𝑅𝐶[1]) Las condiciones a la salida se calculan haciendo uso del rendimiento interno de la turbina y suponiendo que la presión a la salida de la turbina es igual a la presión a la entrada del compresor, la cual viene dada por: 𝑝𝑂𝑅𝐶[3] =𝑓(𝑇𝑂𝑅𝐶[3],𝑥 =0) Para el cálculo de la presión a la entrada se ha supuesto que la temperatura de entrada al compresor es igual a 35 ºC y el fluido a la salida del condensador sale como líquido saturado. 𝑇𝑂𝑅𝐶[3]= 35 ℃ Por lo tanto, ya es posible calcular las propiedades termodinámicas a la salida de la turbina: 𝑝𝑂𝑅𝐶[2]= 𝑝𝑂𝑅𝐶[3] ℎ𝑠𝑂𝑅𝐶[2]= 𝑓(𝑝𝑂𝑅𝐶[2],𝑠𝑂𝑅𝐶[1]) 𝑠𝑂𝑅𝐶[1]= 𝑓 (𝑝𝑂𝑅𝐶[1],𝑥 =1) 69 Estudio de integración de plantas de potencia en reactor de fusión nuclear 𝜂𝑇𝑂𝑅𝐶 =ℎ𝑂𝑅𝐶[1]−ℎ𝑂𝑅𝐶[2] ℎ𝑂𝑅𝐶[1]−ℎ𝑠𝑂𝑅𝐶[2] 𝑇𝑂𝑅𝐶[2]= 𝑓(𝑝𝑂𝑅𝐶[2],ℎ𝑂𝑅𝐶[2]) “Balance en condensador” Ya tenemos las condiciones de entrada y salida de la turbina, por lo tanto pasamos al balance en el condensador, considerando que se utiliza agua como fluido de condensación, sufriendo un salto de temperatura de 5 ºC. 𝑇𝑐𝑜𝑛𝑑𝑒𝑛𝑡 = 25 ℃ 𝑇𝑐𝑜𝑛𝑑𝑠𝑎𝑙 = 30 ℃ Sabiendo que el calor específico del agua es igual a 4,18 kJ/kg K: 𝑄󰇗𝐶𝑂𝑁𝐷 = 𝑚󰇗𝑟𝑒𝑓𝑟 ∗ 𝐶𝑝𝑎𝑔𝑢𝑎 ∗ (𝑇𝑐𝑜𝑛𝑑𝑠𝑎𝑙 −𝑇𝑐𝑜𝑛𝑑𝑒𝑛𝑡) 𝑄󰇗𝐶𝑂𝑁𝐷 = 𝑚󰇗 𝑂𝑅𝐶 ∗ (ℎ𝑂𝑅𝐶[2]−ℎ𝑂𝑅𝐶[3]) “Balance en bomba” Calculadas las condiciones tras el condensador, de igual forma que para la turbina calculamos las propiedades termodinámicas a la entrada y salida de la bomba. Suponiendo que el fluido orgánico sale del condensador como líquido saturado y conociendo la expresión del rendimiento de la bomba: 𝜂𝐵𝑂𝑅𝐶 =𝑣𝑂𝑅𝐶[3]∗(𝑝𝑂𝑅𝐶[4]−𝑝𝑂𝑅𝐶[3])∗100 (ℎ𝑂𝑅𝐶[4]−ℎ𝑂𝑅𝐶[3]) Siendo: 𝑣𝑂𝑅𝐶[3]=𝑓(𝑝𝑂𝑅𝐶[3],𝑥 =0) ℎ𝑂𝑅𝐶[3] =𝑓(𝑝𝑂𝑅𝐶[3],𝑥 =0) Y teniendo en cuenta que p[4]=p[1] 𝑝𝑂𝑅𝐶[4]=𝑝𝑂𝑅𝐶[1] Ya tendríamos la entalpía a la entrada y salida de la bomba, por lo tanto, es posible calcular la temperatura en dicho punto como: 𝑇𝑂𝑅𝐶[4]= 𝑓(𝑝𝑂𝑅𝐶[4],ℎ𝑂𝑅𝐶[4]) Por lo tanto, conociendo el calor aportado al ciclo de cola, es posible calcular el gasto másico del mismo a partir de un balance en el intercambiador 𝑄󰇗𝑂𝑅𝐶 = 𝑚󰇗 𝑂𝑅𝐶 ∗ (ℎ𝑂𝑅𝐶[1]−ℎ𝑂𝑅𝐶[4]) Una vez calculadas las propiedades termodinámicas es posible calcular las prestaciones del ciclo: 𝑊 󰇗𝑇,𝐶𝑂2= 𝑚󰇗𝐶𝑂2∗(ℎ1− ℎ2) 𝑊 󰇗𝐶,𝐶𝑂2= 𝑚󰇗𝐶𝑂2∗(ℎ4− ℎ3) 𝑊 󰇗𝐶𝑂2=(𝑊 󰇗𝑇,𝐶𝑂2−𝑊 󰇗𝐶,𝐶𝑂2) 𝜂𝑆𝐶𝑂2 =𝑊 󰇗𝐶𝑂2 𝑄󰇗𝐵𝑍 𝑊 󰇗𝑇,𝑂𝑅𝐶 = 𝑚󰇗𝑂𝑅𝐶 ∗(ℎ𝑂𝑅𝐶[1]−ℎ𝑂𝑅𝐶[2]) 𝑊 󰇗𝐵,𝑂𝑅𝐶 = 𝑚󰇗 𝑂𝑅𝐶 ∗(ℎ𝑂𝑅𝐶[4]−ℎ𝑂𝑅𝐶[3]) 70 Estudio de integración de plantas de potencia en reactor de fusión nuclear 𝑊 󰇗𝑂𝑅𝐶 =(𝑊 󰇗𝑇,𝑂𝑅𝐶 −𝑊 󰇗𝐵,𝑂𝑅𝐶) 𝑊 󰇗𝐶𝐶 =(𝑊 󰇗𝐶𝑂2+𝑊 󰇗𝑂𝑅𝐶) 𝜂𝐶𝐶 =𝑊 󰇗𝐶𝐶 𝑄󰇗𝐵𝑍 CICLO COMBINADO – CICLO REGENERATIVO + ORC De igual forma al análisis llevado a cabo en el apartado anterior, se han tomado valores datos de partida de presión y temperatura valores dentro del rango de funcionamiento para el sCO2: 𝜂𝑇= 92 % 𝜂𝐶= 88 % 𝑄𝐵𝑍 =1577 𝑀𝑊 CICLO DE CABEZA – CICLO DE BRAYTON REGENERATIVO “Balance en turbina” Conociendo el rendimiento interno de la turbina y los valores de presión y temperatura a la entrada es posible calcular la entalpia a la entrada: 𝜂𝑇= ℎ1−ℎ2 ℎ1−ℎ2𝑠 Los valores de presión y temperatura a la entrada: 𝑝1=225 𝑏𝑎𝑟 𝑇1=650 ℃ ℎ1=𝑓(𝑇1,𝑝1) Una vez calculadas las condiciones a la entrada, conociendo la presión a la salida de la turbina se pueden calcular las propiedades termodinámicas en dicho punto haciendo uso del rendimiento interno de la turbina y la obtención en la turbina hasta las condiciones isentrópicas: 𝑝2=75 𝑏𝑎𝑟 ℎ2𝑠 =𝑓(𝑠1,𝑝2) 𝑠1=𝑓(𝑇1,𝑝1) 𝜂𝑇= ℎ1−ℎ2 ℎ1−ℎ2𝑠 Ya habríamos calculado la entalpia a la entrada y a la salida de la turbina. Llegados a este punto, es necesario conocer las condiciones a la salida y entrada del intercambiador de calor. “Balance en el regenerador” 71 Estudio de integración de plantas de potencia en reactor de fusión nuclear Para el cálculo de la temperatura que alcanza el fluido en el precalentado, se tiene en cuanta las siguientes suposiciones: • No existe perdida de carga en las corrientes del intercambiador • El rendimiento del intercambio es 𝜂𝐻𝑋 =76 % 𝑝3=𝑝2 𝑝6=𝑝5 𝑝6=𝑝1 𝜂𝐻𝑋 = ℎ6−ℎ5 ℎ2−ℎ5 Por lo tanto, a partir de la entalpía y presión del punto [6] es posible calcular la temperatura en dicho punto. ℎ2 − ℎ3 = ℎ6− ℎ5 𝑇6= 𝑓(𝑝6 ,ℎ6) “Balance en intercambiador” Teniendo en cuenta que la temperatura a la entrada del compresor tras el intercambiador es igual es función de la diferencia terminal de temperatura y que no existe pérdida de carga en el mismo: 𝑝4=𝑝3 𝐷𝑇𝑇𝑂𝑅𝐶 =13 ℃ 𝑇4= 𝑇𝑂𝑅𝐶[4] +𝐷𝑇𝑇𝑂𝑅𝐶 Siendo el calor cedido al ciclo de cola: 𝑄󰇗𝑂𝑅𝐶 =𝑚󰇗𝐶𝑂2∗(ℎ3−ℎ4) “Balance en compresor” Conocida la presión y temperatura a la entrada: ℎ4=𝑓(𝑇4,𝑝4) Por lo tanto, es posible calcular las propiedades termodinámicas a la salida del compresor haciendo uso de la expansión isentrópica y el rendimiento interno del compresor: 𝜂𝐶= ℎ5𝑠 −ℎ4 ℎ5−ℎ4 𝑝4=𝑝3 72 Estudio de integración de plantas de potencia en reactor de fusión nuclear ℎ5𝑠 =𝑓(𝑠4,𝑝5) 𝑠4=𝑓(𝑇4,𝑝4) Ya tendríamos calculadas las propiedades termodinámicas del ciclo de cabeza y el calor aportado al ciclo de cola, por lo tanto, conocidos estos datos pasamos al cálculo de las propiedades termodinámicas del ciclo de cola: CICLO DE COLA – CICLO ORGÁNICO DE RANKINE Para el cálculo de las propiedades termodinámicas del ciclo es necesario definir los rendimientos de las máquinas: 𝜂𝑇,𝑂𝑅𝐶 = 85 % 𝜂𝐶,𝑂𝑅𝐶 = 75 % Del ciclo de cabeza se sabe que el calor transferido al ciclo de cola viene dado por: 𝑄󰇗𝑂𝑅𝐶 =𝑚󰇗𝐶𝑂2∗(ℎ2−ℎ3) “Balance en turbina” En primer lugar, comenzamos resolviendo el balance en la turbina, donde para su resolución se va a suponer que el fluido a la entrada se trata de vapor saturado a la presión p_ORC[1]. La temperatura de operación del ciclo orgánico de Rankine está entre 70 ºC y 300 ºC. Por lo tanto, debido a las propiedades físicas del fluido orgánico, la expansión del vapor saturado no conduce a la zona de vapor húmedo, sino que queda en la zona de vapor sobrecalentado, siendo válida la suposición anterior de vapor saturado a la entrada de la turbina. Por lo tanto las condiciones a la entrada de la turbina son: 𝑝𝑂𝑅𝐶[1] =23,5 𝑏𝑎𝑟 𝑇𝑂𝑅𝐶[1] =𝑓(𝑥 =1,𝑝𝑂𝑅𝐶[1]) ℎ𝑂𝑅𝐶[1] =𝑓(𝑇𝑂𝑅𝐶[1],𝑝𝑂𝑅𝐶[1]) Las condiciones a la salida se calculan haciendo uso del rendimiento interno de la turbina y suponiendo que la presión a la salida de la turbina es igual a la presión a la entrada del compresor, la cual viene dada por: 𝑝𝑂𝑅𝐶[3] =𝑓(𝑇𝑂𝑅𝐶[3],𝑥 =0) Para el cálculo de la presión a la entrada se ha supuesto que la temperatura de entrada al compresor es igual a 35 ºC y el fluido a la salida del condensador sale como líquido saturado. 𝑇𝑂𝑅𝐶[3]= 35 ℃ Por lo tanto, ya es posible calcular las propiedades termodinámicas a la salida de la turbina: 𝑝𝑂𝑅𝐶[2]= 𝑝𝑂𝑅𝐶[3] ℎ𝑠𝑂𝑅𝐶[2]= 𝑓(𝑝𝑂𝑅𝐶[2],𝑠𝑂𝑅𝐶[1]) 𝑠𝑂𝑅𝐶[1]= 𝑓 (𝑝𝑂𝑅𝐶[1],𝑥 =1) 73 Estudio de integración de plantas de potencia en reactor de fusión nuclear 𝜂𝑇𝑂𝑅𝐶 =ℎ𝑂𝑅𝐶[1]−ℎ𝑂𝑅𝐶[2] ℎ𝑂𝑅𝐶[1]−ℎ𝑠𝑂𝑅𝐶[2] 𝑇𝑂𝑅𝐶[2]= 𝑓(𝑝𝑂𝑅𝐶[2],ℎ𝑂𝑅𝐶[2]) “Balance en condensador” Ya tenemos las condiciones de entrada y salida de la turbina, por lo tanto pasamos al balance en el condensador, considerando que se utiliza agua como fluido de condensación, sufriendo un salto de temperatura de 5 ºC. 𝑇𝑐𝑜𝑛𝑑𝑒𝑛𝑡 = 25 ℃ 𝑇𝑐𝑜𝑛𝑑𝑠𝑎𝑙 = 30 ℃ Sabiendo que el calor específico del agua es igual a 4,18 kJ/kg K: 𝑄󰇗𝐶𝑂𝑁𝐷 = 𝑚󰇗𝑟𝑒𝑓𝑟 ∗ 𝐶𝑝𝑎𝑔𝑢𝑎 ∗ (𝑇𝑐𝑜𝑛𝑑𝑠𝑎𝑙 −𝑇𝑐𝑜𝑛𝑑𝑒𝑛𝑡) 𝑄󰇗𝐶𝑂𝑁𝐷 = 𝑚󰇗 𝑂𝑅𝐶 ∗ (ℎ𝑂𝑅𝐶[2]−ℎ𝑂𝑅𝐶[3]) “Balance en bomba” Calculadas las condiciones tras el condensador, de igual forma que para la turbina calculamos las propiedades termodinámicas a la entrada y salida de la bomba. Suponiendo que el fluido orgánico sale del condensador como líquido saturado y conociendo la expresión del rendimiento de la bomba: 𝜂𝐵𝑂𝑅𝐶 =𝑣𝑂𝑅𝐶[3]∗(𝑝𝑂𝑅𝐶[4]−𝑝𝑂𝑅𝐶[3])∗100 (ℎ𝑂𝑅𝐶[4]−ℎ𝑂𝑅𝐶[3]) Siendo: 𝑣𝑂𝑅𝐶[3]=𝑓(𝑝𝑂𝑅𝐶[3],𝑥 =0) ℎ𝑂𝑅𝐶[3] =𝑓(𝑝𝑂𝑅𝐶[3],𝑥 =0) Y teniendo en cuenta que p[4]=p[1] 𝑝𝑂𝑅𝐶[4]=𝑝𝑂𝑅𝐶[1] Ya tendríamos la entalpía a la entrada y salida de la bomba, por lo tanto, es posible calcular la temperatura en dicho punto como: 𝑇𝑂𝑅𝐶[4]= 𝑓(𝑝𝑂𝑅𝐶[4],ℎ𝑂𝑅𝐶[4]) Por lo tanto, conociendo el calor aportado al ciclo de cola, es posible calcular el gasto másico del mismo a partir de un balance en el intercambiador 𝑄󰇗𝑂𝑅𝐶 = 𝑚󰇗 𝑂𝑅𝐶 ∗ (ℎ𝑂𝑅𝐶[1]−ℎ𝑂𝑅𝐶[4]) Una vez calculadas las propiedades termodinámicas es posible calcular las prestaciones del ciclo como: 𝑊 󰇗𝑇,𝐶𝑂2= 𝑚󰇗𝐶𝑂2∗(ℎ1− ℎ2) 𝑊 󰇗𝐶,𝐶𝑂2= 𝑚󰇗𝐶𝑂2∗(ℎ4− ℎ3) 𝑊 󰇗𝐶𝑂2=(𝑊 󰇗𝑇,𝐶𝑂2−𝑊 󰇗𝐶,𝐶𝑂2) 𝜂𝑆𝐶𝑂2 =𝑊 󰇗𝐶𝑂2 𝑄󰇗𝐵𝑍 𝑊 󰇗𝑇,𝑂𝑅𝐶 = 𝑚󰇗𝑂𝑅𝐶 ∗(ℎ𝑂𝑅𝐶[1]−ℎ𝑂𝑅𝐶[2]) 𝑊 󰇗𝐵,𝑂𝑅𝐶 = 𝑚󰇗 𝑂𝑅𝐶 ∗(ℎ𝑂𝑅𝐶[4]−ℎ𝑂𝑅𝐶[3]) 80 Estudio de integración de plantas de potencia en reactor de fusión nuclear 5.2.1 Análisis e integración en el ciclo de potencia El agua ha sido seleccionada como una de las opciones de fluido refrigerante de los componentes del interior del reactor (in-vessel). El material estructural para los componentes in-vessel es el acero eutéctico 316. Este acero está en contacto directo con el agua refrigerante del interior de la Blanket, por otro lado se usa una aleación de cobre para disipar el calor en las placas del interior del Divertor. Tanto el 316 como la aleación de cobre son compatibles con el uso de agua como refrigerante a baja temperatura. Sin embargo, la temperatura de operación normal requerida es más alta, por lo tanto, existe una gran fluencia de la temperatura, pudiendo provocar una severa degradación de los materiales y de sus propiedades. Las placas utilizadas para la refrigeración del Divertor facing components (en contacto con el plasma) están compuestas de una capa de tungsteno y una aleación de cobre como material disipador de calor. El agua fluye por pequeños canales de enfriamiento especialmente diseñados para permitir flujos de calor elevados. En estado estable permite un flujo de calor de hasta 10 MW/m2. La temperatura máxima del cobre es típicamente inferior a 500 ºC y la temperatura máxima de la capa de tungsteno permanece por debajo de 2000ºC.[11] De entre las distintas alternativas de Breeding Blanket descritas en el capítulo 3, se pueden considerar como: Model A: water-cooled PbLi Model B: helium-cooled ceramic breeder blanket Model C: dual coolant PbLi blanket Model D: self-cooled PbLi blanket El modelo A, tal y como se comentó en el capítulo anterior usa agua como refrigerante a 155 bar con una temperatura de entrada/salida de 295/325ºC. La temperatura de saturación del agua a esa presión es de 343ºC. El material estructural utilizado en este modelo es Eurofer97 con una temperatura límite de operación entre 300 y 500 ºC que depende de la fluencia de neutrones. Por otro lado, el usar como agua fluido refrigerante en condiciones PWR supone una ventaja en cuanto a experiencia operativa en estas condiciones de trabajo. Las principales limitaciones en este sentido son la utilización de cobre en las capas intermedias, la necesidad de operar con Eurofer en condiciones de baja temperatura, la gestión y eficacia de la producción de tritio y la corrosión. En términos de rendimiento del ciclo de potencia, considerando una Blanket refrigerada por agua, una mayor temperatura del agua a la salida de la misma supondría una mayor eficiencia de la planta. Esta temperatura está limitada por la temperatura de ebullición del agua a esta presión de trabajo. El agua utilizada para refrigerar el núcleo se hace pasar por generadores de vapor en el lado secundario de los tubos del intercambiador, en los casos en los que el ciclo de potencia sea un ciclo Rankine. Por lo tanto, si hablamos de sistemas refrigerados por agua, la temperatura máxima de fluido empleado en el ciclo de potencia está limitada por la temperatura de salida del refrigerante, que en condiciones PWR es 325 ºC. En este sentido, se genera vapor en condiciones saturadas a una presión de aproximadamente 70 bar (caso estudiado en al capítulo anterior). Con tales condiciones de vapor, la eficiencia del sistema de conversión de potencia usando un ciclo de Rankine se limita a valores inferiores al 30%. 81 Estudio de integración de plantas de potencia en reactor de fusión nuclear Figura 26. Variación del rendimiento con la temperatura de salida refrigerante en condiciones PWR Existen planes de desarrollo para utilizar agua en condiciones supercrítica con una presión> 250 bar y temperaturas de salida > 550 ° C. La eficiencia resultante en el sistema de conversión de energía será ∼45%. Sin embargo, para tales condiciones de vapor, la corrosión del acero es un problema importante, por lo que la selección de un material estructural adecuado requiere de grandes esfuerzos de investigación. Figura 27. Variación del rendimiento con la temperatura de salida refrigerante a 190 bar. Estudios actuales concluyen que el principal material estructural candidato para la Breeding Blanket proviene de los aceros martensíticos ferríticos de la clase EUROFER/ F82. Sin embargo, si dicho acero se irradia en el espectro de energía de neutrones de una planta de fusión a temperaturas inferiores a 350 ° C, su ductilidad disminuirá rápidamente. Se requeriría una temperatura del agua considerablemente más alta que la utilizada en un PWR para mantener la estructura a una temperatura > 350 ° C. Esto requeriría un aumento de la presión del agua a valores > 190 bar o, para una mayor eficiencia en el sistema de conversión de energía, la transición al agua supercrítica con una presión > 250 bar. 305 310 315 320 325 330 335 340 29,05 29,1 29,15 29,2 29,25 29,3 29,35 29,4 29,45 29,5 Tbz;2 hciclo PWRPWR 365 370 375 380 385 390 395 400 405 410 29,8 29,9 30 30,1 30,2 30,3 30,4 30,5 30,6 Tbz;2 hciclo 190 bar190 bar 82 Estudio de integración de plantas de potencia en reactor de fusión nuclear Figura 28. Variación del rendimiento con la temperatura de salida refrigerante a 260 bar. Sin embargo, la presión del refrigerante de un PWR ya es aproximadamente dos veces más alta que en los casos de Breeding Blanket refrigeradas por Helio. Por lo tanto, un aumento de la temperatura a valores superiores a los de condiciones PWR requeriría por razones de seguridad un mayor espesor de acero en los tubos, lo que por otra parte, influye negativamente en la consecución de un TBR (Tritium Breeding Ratio) alto. El uso Breeding Blanket con sistemas de refrigeración por agua requiere un candidato diferente del principal candidato de acero ferrítico de activación reducida (RAFS), teniendo en cuenta las limitaciones de eficiencia que supone los niveles de presión y temperatura típicos para un PWR.[12] 5.3 Helio como refrigerante La refrigeración con helio ha sido ampliamente utilizada en reactores de fisión. El helio es un fluido que resulta interesante para la refrigeración de los reactores de fusión debido a que es química y neutrónicamente inerte. Además, puede usarse directamente como gas para el ciclo de conversión de potencia, el cual presenta algunas ventajas en cuanto a seguridad. Entre los modelos de sistemas de refrigeración que emplean Helio como fluido refrigerante se encuentran: Model B: helium-cooled ceramic breeder Blanket y Model D: self-cooled PbLi Blanket, o HCPB y HCLL. Ambos son utilizados como modelos de referencia en el diseño de DEMO. Recientemente, se ha desarrollado un diseño similar para ambos conceptos, en particular ambos conceptos utilizan refrigerante de helio y acero RAFM EUROFER como material estructural.[12] Como en el apartado anterior, este estudio pretende abordar las características de diseño relacionadas con la producción de tritio, la extracción de energía y la compatibilidad de materiales. Contribuyendo a la definición del proyecto DEMO resultando atractivo para la futura central eléctrica. 540 560 580 600 620 640 660 680 700 32 32,5 33 33,5 34 34,5 Tbz;2 hciclo 260 bar260 bar 83 Estudio de integración de plantas de potencia en reactor de fusión nuclear 5.3.1 Análisis e integración en el ciclo de potencia Atendiendo al modelo utilizado en el capítulo anterior para el caso de refrigeración con Helio, las temperaturas de trabajo corresponden con la ventana de temperatura de operación de EUROFER, es decir, 300-500 ºC, donde el límite inferior viene dictado por el DBTT, y el superior por la fluencia en consideraciones de resistencia del material. Por lo tanto, ambos modelos que utilizan helio como refrigerante, trabajan a una presión de 80 bar y unas temperaturas de entrada y salida de 300 y 700 ºC respectivamente. Para estas temperaturas de trabajo, se obtiene una eficiencia del sistema de conversión de potencia alrededor de 40%. Centrándonos en el sistema de conversión de potencia, la potencia calorífica total depositada en los sistemas de extracción de energía es de en torno a 2000 MWt. Llegados a este punto, el aumento de la temperatura del refrigerante que supone la utilización de helio como refrigerante plantea la utilización de otro fluido de trabajo en el ciclo de potencia haciendo uso de otro ciclo de conversión de potencia. Siguiendo con modelo del apartado anterior donde se ha adoptado un ciclo termodinámico Rankine. En este caso se utiliza el He de alta temperatura del sistema de refrigeración de la Blanket para sobrecalentar el vapor. Figura 29. Variación del rendimiento con en el rango operativo de temperatura de salida de refrigerante. En el caso de HCPB el material cerámico presenta una temperatura máxima admisible de alrededor de 920 ºC, sin embargo, la temperatura del berilio está limitada a 650 ºC debido al hinchazón, degradación de las propiedades mecánicas y de seguridad (reacción al vapor); sin embargo, no se ha establecido un límite claro y debe ser contrastado por nuevas investigaciones sobre el impacto real en el diseño propuesto.[13] Por otro lado, existen modelos como los estudiados en el capítulo anterior, donde el cambio de fluido refrigerante y el aumento de la temperatura que esto lleva asociado, permite utilizar CO2 en condiciones supercríticas como fluido de trabajo, alcanzando eficiencias del sistema de conversión de potencia en torno al 40%. En este caso, 600 620 640 660 680 700 720 740 760 33 33,2 33,4 33,6 33,8 34 34,2 34,4 34,6 34,8 35 Tbz;2 hciclo hciclo hciclo 84 Estudio de integración de plantas de potencia en reactor de fusión nuclear un aumento de la temperatura de salida del refrigerante por encima de los 700 ºC supondría un aumento de la presión por encima de los 80 bar actuales. Para conseguir dichos valores de presión sería necesario aumentar significativamente el espesor de tuberías de refrigeración, lo que dispararía los costes de la planta y dificultaría el proceso de realimentación de tritio, resultando negativo para el TBR. 85 Estudio de integración de plantas de potencia en reactor de fusión nuclear 6 ANÁLISIS ECONÓMICO 6.1 Introducción Como se comentó al comienzo de este proyecto, la fusión nuclear ofrece importantes beneficios en comparación con las fuentes de energía actualmente explotadas, principalmente debido a las reservas limitadas de las mismas. Las actividades de diseño conceptual de las primeras centrales de fusión se lanzaron en los últimos años con vistas de ponerlo en funcionamiento en 2050. En el presente capítulo se presentara un análisis económico del modelo de plata de fusión DEMO, en términos de coste de electricidad basándonos en los costes operativos y de inversión del modelo. El precio límite de venta de electricidad se determinara utilizando el valor actual neto (VAN). Con el objetivo de comparar con otras tecnologías de generación se usara el precio nivelado de la electricidad (LCOE). Para la realización de este estudio se usó como referencia el artículo [14], que a su vez toma datos estadísticos de la OCDE y resultados del proyecto ExternE de la UE. 6.2 Estimación de costes Según lo comentado anteriormente, el valor actual neto basado en los flujos de caja anuales, la tasa interna de retorno y el periodo de recuperación de la inversión se utilizaran para la valoración económica de DEMO. Por otro lado, la comparación final de los diferentes tipos de plantas de generación se realizara a través del LCOE. Para el análisis se usará una tasa de descuento del 7%. El modelo de planta utilizado en el estudio, presenta una potencia eléctrica neta de aproximadamente 1 GW, proporcionando una energía anual de aproximadamente 6,3 TWh. Para el estudio principal se supondrá que la planta trabaja a plena carga con una disponibilidad anual del 80% debido a labores de reparación y mantenimiento. Por otro lado, en la tabla 10, se resumen los costes de inversión del modelo. Se incluyen los costes unitarios de los componentes de fusión, siendo el núcleo del reactor un elemento relevante por ser “el primero en su clase”. Por lo tanto, se consideran elementos caros de construir, ya que, efectivamente son prototipos que llevan asociado una serie de maquinaria y herramientas específicamente diseñadas para su construcción, siendo estos componentes aproximadamente un 75% del total de costes directos de construcción de la planta. 86 Estudio de integración de plantas de potencia en reactor de fusión nuclear Tabla 13. Tabla de costes de inversión del modelo de planta de fusión.[14] Costes de inversión M€ Reactor systems 784,42 M€ Magnets 2.016,56 M€ Vacuum system 35,49 M€ Cryogenic system 90,09 M€ Fuel handing systems 271,18 M€ Heating & current drive system 399,49 M€ Cooling systems 201,11 M€ Control & Diagnostics 136,50 M€ Maintenence equipament 273,00 M€ Turbine Plant 292,11 M€ Buildings 934,57 M€ 5.434,52 M€ Indirect cost 1.340,43 M€ Contingency 918,19 M€ Coste total [€] 7.693, 14 M€ En la figura 30, se muestra la estructura de costes directos de inversión de la planta. Figura 30. Estructura de costes de la planta de fusión. [14] 87 Estudio de integración de plantas de potencia en reactor de fusión nuclear A diferencia del proyecto ITER, el modelo de DEMO no incluye los costes de desarrollo de la tecnología ni los costes de participación internacional, lo que hace que el coste total de inversión de DEMO sea aproximadamente la mitad de ITER. En este modelo, la depreciación constituye un factor importante debido a los costes de reemplazo continuo de los componentes. Esto es debido a que la carga calorífica y de neutrones a la que están expuestos los componentes del reactor es tan elevada que la vida útil de los mismos se estima entre 5 y 10 años, periodo mucho más corto que el de la planta, el cual se estima a unos 40 años. 6.3 Análisis técnico-económico Los parámetros elegidos para el estudio económico de la planta DEMO son el valor actual neto, la tasa interna de retorno, el periodo de recuperación de la inversión y el coste nivelado de la electricidad. Los flujos de caja anuales se han determinado teniendo en cuenta la estructura de costes del modelo y se calculan anualmente según la fórmula: 𝐶𝐹𝑡=𝐵𝐸− 𝐼𝑚𝑝 + 𝐴 Siendo: 𝐵𝐸 =𝐼−𝐶𝑂&𝑀−𝐺𝑓𝑖𝑛 Donde BE es el beneficio económico, I son los ingresos, CO&M son los costes de operación y mantenimiento, Gfin son los gastos financieros, Imp los impuestos y A la amortización del proyecto. El valor actual neto es una medida de la ganancia calculada restando los valores actuales de las salidas de efectivo de los valores actuales de las entradas de efectivo durante un período de la vida económica, se calculó mediante la ecuación: 𝑉𝐴𝑁 = −𝐼0+∑ 𝐶𝐹𝑡 (1+𝑘)𝑡 𝑛 𝑡=1 Donde I0 es la inversión inicial, n son los años de vida útil de la planta, CFt es el cash flow para el año t y k es la tasa de descuento establecida como 7%. La tasa interna de retorno es la tasa de interés o rentabilidad que ofrece una inversión. Es decir, es el porcentaje de beneficio o pérdida que tendrá una inversión para las cantidades que no se han retirado del proyecto.[15] Se calcula sabiendo que es la que da un valor 0 al VAN: 0=−𝐼0+∑ 𝐶𝐹𝑡 (1+𝑇𝐼𝑅)𝑡 𝑛 𝑡=1 El periodo de recuperación o Payback es un criterio para evaluar inversiones que se define como el periodo de tiempo requerido para recuperar el capital inicial de una inversión. Es un método estático para la evaluación de inversiones.[16] El coste nivelado de la electricidad es la valoración económica del coste del sistema de generación de electricidad que incluye todos los costes a lo largo de la vida útil del proyecto: la inversión inicial, operación y mantenimiento, el coste de combustible, coste de capital, etc. Este indicador nos ayuda a comparar las distintas tecnologías de generación. 𝐿𝐶𝑂𝐸 = ∑𝐺𝑓𝑖𝑛𝑡+𝐶𝑂&𝑀𝑡 (1+𝑟)𝑡 𝑛 𝑡=1 ∑𝐸𝑡 (1+𝑟)𝑡 𝑛 𝑡=1 Donde Et es la producción de energía anual. 88 Estudio de integración de plantas de potencia en reactor de fusión nuclear Para el cálculo de los parámetros anteriormente definidos se ha supuesto el siguiente escenario económico: Tabla 14. Escenario económico para el análisis de la planta. ESCENARIO ECONÓMICO Vida Instalación año 40 Tasa de impuestos % 30% Tasa de descuento % 7,00% Tasa de inflación % 2,50% Tipo de interés % 8% Periodo de devolución año 15 Fracción de deuda % 75% Fracción amortizable % 100% El desarrollo de los flujos de caja acumulados anualmente se muestra en la figura 31 para un precio de venta de la electricidad de 130 €/MWh. El coste nivelado de la electricidad se ha encontrado para 167,47 €/MWh y el precio límite de venta de la electricidad es 127,08 €/MWh. Figura 31. Evolución de flujos de caja acumulados en el periodo de vida útil de la planta El VAN alcanzaría el valor de la inversión inicial en el periodo de vida útil de la planta al precio de venta de la electricidad de 216,24 €/MWh. Figura 32. Variación del VAN con el aumento del precio de venta de la electricidad 89 Estudio de integración de plantas de potencia en reactor de fusión nuclear 6.4 Análisis de sensibilidad El bajo nivel de conocimiento de la tecnología y los riesgos asociados a la misma, afectan significativamente a los costes de inversión del proyecto. Sin embargo, este periodo constituye una base necesaria de conocimientos adquiridos, el llamado factor de aprendizaje de una tecnología, por lo que, en general, se prevé una disminución de costes con la construcción de las plantas posteriores debido a la mejora y optimización de procesos de esta tecnología. El precio límite de venta de electricidad se ha calculado como 127,08 €/MWh., el cual es varias veces mayor que el precio de venta actual en el mercado eléctrico. En este sentido, el exceso de potencia eléctrica de fuentes renovables subsidiadas y la competencia con la tecnología de generación con combustibles fósiles ajusta fuertemente el precio de la energía en el mercado eléctrico. Como se ha comentado anteriormente, la comparación económica de los distintos tipos de planta se llevará a cabo atendiendo al LCOE de cada una. Para ello, se utilizan datos estadísticos de inversión publicados por la OCDE en el artículo [17] y una tasa de descuento para el cálculo del 7%. Como se ha visto en el capítulo anterior, el valor calculado del LCOE de una planta de fusión nuclear es de 167,47 €/MWh, que si lo representamos junto con los valores sacados del informe [17], obtenemos la siguiente gráfica: Figura 33. Comparativa de LCOE por tecnología de generación. En el gráfico de la figura 33, se muestra una comparativa de los valores de LCOE por tecnología donde se puede observar un coste nivelado de la electricidad para la fusión nuclear similar al de la eólica e inferior al de la fotovoltaica o la eólica offshore. En un escenario optimista en cuanto a la reducción de costes de una planta de fusión nuclear se puede evaluar el impacto que supondría en los costes de inversión, una maduración de la tecnología. Es por ello, que en la tabla 15, se plantan los valores que adquieren los parámetros evaluados con una reducción de costes del 10% y 20%.