1  

 
 
 
 
 
 
 

“EVALUACIÓN TERMICA DE LOS GENERADORES DE VAPOR 
DE LA CENTRAL NUCLEAR EMBALSE PARA EL PROYECTO 

DE EXTENSIÓN DE VIDA” 
 
 
 
 
 
 
 

CARRERA: ESPECIALIZACIÓN EN REACTORES NUCLEARES 
Y SU CICLO DE COMBUSTIBLE 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

Alumno:  Juan Pedro Messiga 
Director:  Alejandro Lazarte 
Co-director:  Roxana Barsi  
 
Octubre 2017   

 

 

 

 



 

 

2  

 
Agradecimientos 
 

- A mi director del trabajo, Alejandro Lazarte, por su dirección,  disposición y 
esfuerzo. 
 

- A mi co-directora, Roxana Barsi, por su esforzada y meticulosa corrección en 
los temas vinculados al Proyecto de Extensión de Vida y sistemas de operación 
de la central.  

 
- A la ARN, por darme un espacio y capacitarme en la disciplina de la seguridad 

nuclear.  

 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 



 

 

3  

 
Índice 
 
Capítulo 1:   

1.1. Introducción…………………………………………………………………………... 6 

1.2. Antecedentes………………………………………………………………...………. 8 

1.3. Objetivo……………………………………………………………………….………. 8 

1.4. Estructura…………………………………………………………………….………. 9 

 

Capítulo 2:  

 

2.1. Descripción de un reactor CANDU 6….…………………………………..………. 10 

2.2. Descripción de un Generador de Vapor de un reactor CANDU 6….…..……… 13 

 

Capítulo 3:  

 

3.1. Cálculo analítico y modelado del Generador de Vapor por el código TRACE5 19 

3.2. Desarrollo del cálculo analítico……………………………………...……..……… 20 

3.3. Datos de entrada y desarrollo del cálculo.……………………………….. ……… 28 

3.4. El programa TRACE5………………..….…………………………………..……… 30 

3.5. Modelado del GV por medio de TRACE5.……………………………….. ……… 33 

 

Capítulo 4:  

 

4.1. Resultados…...……..…...……..…...……..…...……..…...……..…...…….……… 41 

  

Capítulo 5:   

5.1. Conclusiones...……..…...……..…...……..…...……..…...……..…...……….….... 46 

5.2. Referencias…………………………………………………………………..………. 48 

  

  

Anexos  

Anexo – Cálculo del ensuciamiento para el cálculo analítico...……..………………. 51 

 

 



 

 

4  

 
 

ABREVIATURAS 

AECL  Atomic Energy Canada Limited 

ARN  Autoridad Regulatoria Nuclear 

CNE  Central Nuclear Embalse 

EECC  Elementos combustibles 

EOL  Fin de Vida (End of Life) 

FW  Agua de Alimentación (Feed-Water) 

GV  Generador de Vapor 

BOL  Principio de Vida (Beginning of Life) 

PEV  Proyecto de Extensión de Vida 

SPTC  Sistema Primario de Transporte de Calor 

VC  Volumen de Control 

 
  



 

 

5  

SIMBOLOS 

 

𝐴  Área de transferencia térmica en el VC 

𝐷𝑜  Diámetro exterior de tubos del GV  

𝐷ℎ,𝑇  Diámetro hidráulico de tubos del GV, igual al diámetro interno de tubos  

𝐷ℎ,𝐶  Diámetro hidráulico de la carcasa  

𝐷𝑀𝐿𝑇  Diferencia media logarítmica de temperaturas 

𝐺𝐿𝑂  Densidad de flujo másico con caudal de condensado a la salida del VC 

𝐾  Conductividad térmica 

𝑁  Número de tubos del GV 

𝑃  Potencia intercambiada en el VC 

𝑃𝑟  Número de Prandtl 

𝑅𝑒  Número de Reynolds 

𝑅𝑓  Coeficiente de ensuciamiento 

𝑇𝐸  Temperatura de entrada al VC, lado tubos 

𝑇𝐸,1  Temperatura de entrada del lado tubos en un VC en el precalentador 

𝑇𝐸,𝑝             Temperatura de entrada de FW (carcasa) en un VC del precalentador 

𝑇𝑆  Temperatura de salida al VC, lado de tubos 

𝑇𝑆,1  Temperatura de salida del lado tubos en un VC en el precalentador 

𝑇𝑆,𝑝  Temperatura de salida de FW (carcasa) en un VC del precalentador 

𝑇𝐶  Temperatura del lado carcasa 

𝑥𝐸
𝐶  Título de entrada del VC, lado carcasa 

𝑥𝑆
𝐶  Título de salida del VC, lado carcasa 

𝑐𝑝,𝑝  Calor específico en VC del precalentador, lado secundario 

𝑐𝑝,𝑇  Calor específico del agua pesada del lado de tubos en el VC 

𝑐𝑝,1  Calor específico en VC del precalentador, lado primario 

ℎ  Coeficiente de transferencia de calor  

ℎ𝑇  Coeficiente de transferencia de calor del lado tubos 

ℎ𝐶  Coeficiente de transferencia de calor del lado carcasa 

ℎ𝑀  Coeficiente de transferencia de calor por macroconvección 

ℎ𝑚  Coeficiente de transferencia de calor por microconvección 

𝑝  Presión en la carcasa 

𝑝𝑐  Presión crítica 

𝑞  Flujo calórico en el VC 

𝑤𝐶  Caudal del lado carcasa 

𝑤𝑇  Caudal de tubos 

𝑥𝐸
𝑇  Título de vapor del agua de tubos en la entrada del VC  



 

 

6  

𝑥𝑆
𝑇  Título de vapor del agua de tubos en la salida del VC 

∆𝐿  Largo de tubos en el VC (coincide con la altura del VC) 

𝜆  Calor latente de vaporización, lado carcasa 

𝜇𝐿  Viscosidad dinámica del líquido 

𝜌  Densidad 

 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 
 



 

 

7  

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

CAPÍTULO 1 

INTRODUCCIÓN 
 

 

 

 

 

 

 

 

1.1. INTRODUCCIÓN 

El calor generado por la reacción de fisión en un reactor nuclear se utiliza, en mayor 

parte, para producir vapor del lado secundario en los generadores de vapor (GVs) de 

la central. El vapor circula por una turbina, cuyo fin último es producir energía eléctrica. 

El vapor que sale de la turbina es condensado y devuelto a los GVs. En centrales del 

tipo CANDU este ciclo se repite en períodos de arranque y operación normal.  

 

Los GVs son los equipos que, en centrales nucleares, producen el vapor por 

intercambio de calor entre el lado primario y secundario. En el interior de estos equipos 

(del lado secundario) se encuentra agua líquida y vapor en estado de saturación a una 

temperatura que depende del control de turbina. Durante la operación normal, los GVs 

reciben el agua de alimentación, que es vaporizada a través de un intercambio térmico 

con el agua del primario (que circula por el mazo de tubos en U) para dirigirse hacia la 

turbina. Además, los GVs sirven para extraer el calor residual cuando la central 

nuclear se encuentra parando o durante un accidente.  



 

 

8  

 

Las centrales nucleares tipo CANDU tienen una vida útil de aproximadamente 30 años 

(a plena potencia). Sin embargo, estudios de factibilidad realizados en este tipo de 

centrales demostraron que es posible reacondicionar la instalación para que la misma 

extienda su período de operación. Luego de finalizado el primer período de operación, 

las entidades competentes estudian si es factible realizar modificaciones y mejoras a 

la instalación para continuar su operación. Si se decide continuar con un segundo 

período de operación, las modificaciones y mejoras se implementan. A este proceso 

de estudios y realización de mejoras se lo llama “Proyecto de Extensión de Vida 

(PEV)”. En la central nuclear Point Lepreau (ubicada en la ciudad de New Brunswick, 

Canadá), por ejemplo, se realizó un proceso de reacondicionamiento para que la 

misma tenga un segundo período de operación [1].  

 

En el caso de la CNE, entró en servicio comercial en 1984 y actualmente está en 

proceso de reacondicionamiento. Antes de finalizar su operación, se iniciaron las 

evaluaciones de estado y de vida, y se concluyó que se realizarían cambios en 

componentes y mejoras para que dicha central nuclear tenga un nuevo período de 

operación. Como resultados de estos estudios, los cartuchos de los generadores de 

vapor se reemplazan, ya que han tenido una importante degradación. Como parte del 

seguimiento y del licenciamiento de la CNE para el nuevo ciclo de operación, la ARN 

aprobó las modificaciones y/o cambios de diseño con impacto en la seguridad nuclear. 

Entre varias de las tareas que está realizando la ARN (dentro del marco del 

licenciamiento de la central), una de ellas está relacionada con el reemplazo de los 

cartuchos de los GVs. En este trabajo se destaca la verificación de la capacidad de 

transferencia térmica de los nuevos cartuchos. De particular importancia es el largo de 

tubos, el cual aumenta. Por eso, el área de transferencia térmica pasa de 2750 m2 a 

3195 m2, cambio que responde a un aumento de la potencia térmica del reactor. O 

sea, se debe verificar que, durante toda la vida útil remanente de la instalación, 

puedan transferir al secundario, entre los cuatro generadores de vapor, la máxima 

potencia térmica del reactor en condiciones normales de operación, la cual es de 

aproximadamente 516 MW por cada GV.  

 

Como parte de la evaluación de los nuevos GVs, dentro del marco del licenciamiento 

del PEV de la CNE que realiza la ARN, se analizó en este trabajo la transferencia 

térmica de estos equipos en distintas condiciones de operación. Se realizó un cálculo 

analítico y una simulación por medio del código de sistemas TRACE5 para verificar la 

transferencia térmica. Además, se compararon los resultados obtenidos por medio de 

TRACE5 y el cálculo analítico con la verificación de los GVs realizada en [2]. 



 

 

9  

1.2. ANTECEDENTES 

Los GVs sufren un desgaste continuo durante operación, producto de distintos 

fenómenos de corrosión. Entre ellos se puede citar el FAC (Corrosión asistida por flujo, 

ver referencia [3]), vibraciones inducidas por el flujo (para más información, ver 

referencia [4]), e incluso ensuciamiento (se recomienda la referencia [5]). Debido a 

este desgaste, como ya fue mencionado, se reemplazarán los cartuchos de los GVs. 

Por eso, se verificó la transferencia de calor del nuevo diseño de los GVs, elaborando 

un informe en que realiza un cálculo analítico para analizar la aptitud de los nuevos 

equipos. Este informe se tomó como base para este trabajo. 

 

Además del mencionado trabajo, se han realizado estudios determinísticos de 

accidentes en la CNE utilizando el programa RELAP5 (más adelante hay una 

explicación de este programa). En estos trabajos se requirió modelar los GVs de la 

mencionada central. Por ejemplo, se estudió la rotura de la línea de vapor dentro de la 

contención [6] o una pérdida de refrigerante por rotura del 2,5% del área de un colector 

de entrada [7]. Los estudios determinísticos realizados también se utilizaron de base 

para este trabajo. 

1.3. OBJETIVO Y MOTIVACIÓN 

El objetivo del trabajo es calcular por medio del modelado la distribución de 

temperaturas en el GV, y la potencia que intercambia entre el lado primario y el 

secundario. Esto permitirá analizar si el nuevo diseño de los generadores de vapor es 

apto para el segundo ciclo de operación de la central para distintas condiciones de 

operación. 

 

Este trabajo contiene los siguientes objetivos particulares: 

 

i. Descripción de la ingeniería básica del generador de vapor. 

ii. Desarrollo de un modelo con correlaciones apropiadas para evaluar la 

transferencia de calor en el componente. 

iii. Discusión sobre las hipótesis asumidas, las condiciones de contorno y 

aproximaciones y simplificaciones realizadas.  

iv. Cálculo de coeficientes de transferencia y condiciones operativas a principio y fin 

de vida. 

v. Los resultados del cálculo y conclusiones.  

 



 

 

10  

Este trabajo surge para sumarle un modelado de los GVs por medio de un programa 

de simulación a un informe elaborado por ARN sobre la capacidad de transferencia 

térmica de los nuevos GVs.       

1.4. ESTRUCTURA 

Este trabajo consta de cuatro capítulos, descontando la introducción. Los mismos se 

describen a continuación:  

 

1. Descripción de generador de vapor: Se realiza una descripción de los GVs de la 

CNE, explicando a qué se denomina “lados” y qué los caracteriza. Además, se 

describen componentes internos del equipo, como los separadores de humedad, 

y cómo estos se deterioran durante la operación. También se explica qué 

consecuencias tiene este deterioro para la capacidad de transferencia térmica 

del equipo y en las variables de proceso. Finalmente se hace una comparación 

entre los GVs nuevos y los viejos, se define BOL y EOL. 

2. Modelado del generador de vapor: En este capítulo se desarrolla el cálculo 

analítico realizado para determinar la potencia de los GVs, describiendo el 

procedimiento de cálculo. Además, se presentan los datos de entrada para el 

cálculo. Por otro lado, también se presenta el programa TRACE5 y se describe 

detalladamente el modelo de GV que se realizó en este programa. Finalmente, 

también se presentan las herramientas utilizadas. 

3. Resultados: Los resultados obtenidos del cálculo analítico y el programa 

TRACE5 se presentan en este capítulo. 

4. Conclusiones: Se finaliza este trabajo realizando una discusión de los resultados 

obtenidos. Además, se presenta una discusión final sobre las futuras tareas a 

desarrollar.    

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 



 

 

11  

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

CAPÍTULO 2 

 DESCRIPCIÓN DE UN 
GENERADOR DE VAPOR DE 

UN CANDU 6 
 

 

 

 

 

 

 

 

2.1. DESCRIPCIÓN DE UN REACTOR CANDU 6 

La Central Nuclear Embalse es un reactor tipo CANDU 6. El SPTC de la CNE está 

compuesto por los canales combustibles (alojados en el recipiente de calandria, el cual 

contiene el moderador además de varios internos como los detectores de flujo 

neutrónico, las barras ajustadoras, absorbedoras y de parada, etc.), cuatro 

generadores de vapor, cuatro bombas principales, cuatro colectores de entrada, cuatro 

colectores de salida, 380 canales combustibles (los cuales contienen el tubo de 

calandria, el espacio anular, el tubo de presión y los elementos combustibles) 

conectados con 760 alimentadores de entrada y salida. Además, el SPTC tiene un 



 

 

12  

presurizador y los sistemas de cañerías que interconectan los equipos. Un esquema 

del sistema se encuentra en la Figura 1, obtenida de [8]: 

 

 
Figura 1: Sistema primario de la CNE [8]. 

 
El reactor de la CNE utiliza uranio natural como combustible y D2O como refrigerante 

y moderador. Cada elemento combustible tiene 37 barras combustibles, de sección 

circular, dispuestas en anillos concéntricos. Los anillos se encuentran soldados a las 

llamadas grillas, las cuales aportan rigidez a la estructura [9]. Los EECC están 

construidos de zircalloy-4 y tienen un largo de 0,495 metros. El diámetro interno de las 

barras es de aproximadamente 12,66 mm y el externo es 13,08 mm.        

 

A continuación se describirá el SPTC de la CNE. Este está separado en dos circuitos 

independientes, pero que solo se encuentran interconectados a través de una de las 

cañerías del presurizador y del sistema de purificación. Cada circuito tiene dos 

generadores de vapor, dos bombas, dos colectores de entrada y dos de salida y 190 

alimentadores de entrada e igual número de alimentadores de salida. Como el SPTC 

está separado en dos circuitos, resulta en una “figura de ocho” con la calandria en el 

centro. Esto quiere decir que cada uno de los dos circuitos tiene dos pasos por el 

núcleo. Por eso, en cada colector de entrada está conectado a 95 alimentadores de 



 

 

13  

entrada y cada colector de salida está conectado a igual número de alimentadores de 

salida.   

 

El refrigerante es impulsado por dos bombas primarias en cada circuito hacia un 

colector de entrada, donde se distribuye, a través de 95 alimentadores de entrada, en 

igual número de canales combustibles. El refrigerante pasa a través de los canales, 

absorbe el calor de fisión y sale del reactor por 95 alimentadores de salida. Estos se 

conectan a uno de los colector de salida del circuito, por lo que el refrigerante pasa a 

través de este. Se dirige hacia uno de los dos generadores de vapor del circuito, 

donde transfiere el exceso de calor absorbido en su pasaje por el núcleo. Luego, el 

refrigerante es impulsado por la otra bomba del circuito hacia un colector de entrada, 

vuelve a circula a través del núcleo (absorbiendo nuevamente el calor de fisión) y sale 

por el otro colector de salida. Finalmente, circula por el otro generador de vapor del 

circuito y al salir de este es impulsado por la primera bomba. Así, se repite el ciclo. 

 

Dependiendo de la potencia del reactor, las variables de proceso como la temperatura, 

cambian. En plena potencia, por ejemplo, la temperatura del fluido refrigerante en el 

colector de entrada es 261°C (para una planta no envejeciada) y 310 °C a la salida. 

Además, se espera un título de vapor del 1% en el colector de salida (pudiénse 

alcanzar hasta el 4%). La presión en el colector de entrada está fijada por la bomba y 

las pérdidas de carga del circuito, y en el colector de salida es regulada por el sistema 

de control de presión (por medio del presurizador) en 99,9 bar. El caudal que circula 

por el núcleo resulta de aproximadamente 8400 kg/s, dando en promedio 2100 kg/s 

por paso. 

 

Los EECC están ubicados dentro de los tubos de presión, los cuales son refrigerados 

por el agua pesada del SPTC. Cada uno de estos tubos se encuentra dentro de un 

tubo de calandria. En el espacio anular que separa a ambos tubos se encuentra el gas 

anular dióxido de carbono gaseoso seco que aísla térmicamente el sistema primario 

del sistema moderador. Dentro de la calandria se encuentra moderador, que 

permanece a baja temperatura comparada con el sistema primario, aproximadamente 

70°C a 74 °C y a 1 bar de presión. Como ya fue mencionado, dentro de la calandria 

también se encuentra el núcleo con los elementos combustibles (ya descriptos). Si se 

desea conocer más sobre el reactor CANDU 6 se puede recurrir a [9].  

        

El presurizador se conecta a dos de los colectores de salida del reactor como se 

observa en la Figura 1. Este tiene como función controlar la presión del sistema 

primario teniendo en cuenta las dilataciones desde potencia cero caliente a plena 

potencia, ver referencia [10]. Para cumplir sus funciones, el presurizador  dispone de 



 

 

14  

un sistema de cinco calefactores (de 200 kW cada uno) que calientan el agua del 

presurizador. También tiene cuatro válvulas de descarga de vapor para disminuir la 

presión.  

 

Varios sistemas se encuentran conectados al SPTC, en las referencias [11] y [12]. 

Algunos de ellos son: 

 

 Sistema de Refrigeración de Emergencia del Núcleo (REN): Este sistema está 

diseñado para actuar en caso de accidentes con pérdida de refrigerante 

(LOCA). Su función es inyectar agua liviana dentro del SPTC para compensar 

la falta de refrigerante que salió por la cañería rota. El sistema REN tiene tres 

etapas, las cuales actúan a medida que disminuye la presión del primario. La 

última consiste en la refrigeración del núcleo a largo plazo.     

 Sistema de parada N°1: Este sistema consta de 28 barras de corte verticales 

de un material absorbente de neutrones. Cuando se genera la señal de disparo 

del reactor, las barras caen en el reactor, absorbiendo neutrones y, 

consecuentemente, deteniendo el reactor. Para conocer más sobre este 

sistema se recomienda la referencia [12].   

 Sistemas de parada N°2: Su objetivo es detener el reactor rápidamente. Para 

esto, dispone de un tanque de helio presurizado, conectado por medio de 

válvulas de apertura rápida, a seis tanques que contienen una solución de 

nitrato de gadolinio, en suficiente cantidad para detener el reactor. Cada uno de 

estos tanques, a su vez, se encuentran conectados a una boquilla que entra al 

moderador dentro de la calandria. Cuando se genera la señal de disparo, se 

abren las válvulas de apertura rápida, y el helio impulsa la solución de gadolinio 

a la calandria.           

 Sistema de Control de Presión e Inventario (PIC): Este sistema tiene como fin 

controlar la presión y el inventario de agua pesada del SPTC. Dentro del PIC 

se encuentra el presurizador, un condensador desgasificador, los circuitos de 

alimentación y purga, entre otros. Para obtener más información sobre este 

sistema se recomienda recurrir a la referencia [10]. 

 

2.2. DESCRIPCIÓN DE UN GENERADOR DE VAPOR DE UN REACTOR 
CANDU 6 

Los generadores de vapor de las centrales térmicas tienen como función producir 

vapor seco saturado o sobrecalentado que es transportado a las turbinas, de alta y 

baja presión.  

 



 

 

15  

En el caso de centrales nucleares tipo CANDU, en los GVs, el agua pesada (del lado 

primario) transfiere calor al agua liviana del lado secundario. Un esquema de un GV 

representativo de los diseños CANDU se encuentra en la Figura 2. Al igual que un 

intercambiador de calor de carcasa y tubos (para ver una descripción más detallada de 

uno de estos equipos se recomienda la referencia [13]), en un GV se tienen dos lados:  

 

 Lado tubos: el agua del sistema primario de transporte de calor entra por la zona 

inferior de los tubos (llamada boquilla de entrada) asciende por los tubos, llegan 

a un codo de 180° y luego el fluido desciende en sentido contrario al del 

ascenso. Así, antes de alcanzar la boquilla de salida, el agua del primario 

intercambia calor mientras atraviesa el manojo de tubos, y luego sale del GV. El 

manojo de tubos es de Incoloy 800 y están dispuestos en forma triangular (cada 

conjunto de tres tubos se encuentran dispuestos en los vértices de un triángulo 

imaginario).     

 

 Lado carcasa, precalentador: el agua de alimentación que ingresa en la carcasa 

primero intercambia calor en el precalentador. El precalentador es una sección 

sinuosa que contiene deflectores que aumentan la velocidad del fluido, para 

aumentar la transferencia de calor y consecuentemente mejorar la eficiencia 

térmica del equipo. Los precalentadores son típicos de los GVs de las centrales 

CANDU. En esta sección de los GVs la transferencia térmica es por calor 

sensible. Luego de pasar por el precalentador, el agua de alimentación entra en 

la carcasa cerca de la parte inferior del GV y fluye alrededor de los tubos, 

absorbiendo calor del refrigerante del primario. La mezcla de agua y vapor 

asciende por el “riser” hacia la parte superior, donde se encuentran los ciclones y 

la boquilla de salida del GV. Al pasar por estos, el vapor se seca y finalmente, 

sale por la boquilla. Mientras, el agua separada en el ciclón fluye hacia la parte 

inferior del GV por medio de un conducto anular. En esta parte vuelve a 

intercambiar calor con el primario (y formar vapor) y luego se mezcla con el agua 

que sale del precalentador. Finalmente, se repite el ciclo. 

 

Los distintos materiales de cada uno de los componentes del GV se encuentran 

listados en [5]. Se recomienda recurrir a esta referencia si se requiere más información 

sobre los materiales del equipo.  

 

En la Figura 2 se observa que el tambor de vapor aumenta su diámetro en la zona 

superior del GV. Es en esta zona en que se encuentran los separadores de humedad 

ciclónicos primarios. Este tipo de separadores se basan en: 

 



 

 

16  

 La fuerza centrífuga  

 Los cambios de dirección del vapor en el separador 

 La diferencia de masa entre partículas de vapor y agua líquida, al ser más 

pesada tiene una inercia mayor. 

 

En el separador de humedad las partículas de agua son empujadas por la fuerza 

centrífuga hacia las paredes, donde luego caen por gravedad hacia el ánulo del GV. 

Además, los cambios de velocidad de vapor en el separador llevan a que las partículas 

de agua, por tener una inercia mayor que el  vapor, no cambien de velocidad lo 

suficientemente rápido para seguir la corriente de vapor. Por eso, chocan contra las 

paredes y caen por gravedad. 

 

Estos son los dos mecanismos que utilizan los separadores de humedad ciclónicos 

primarios para extraer las gotas de agua del vapor. El vapor que atraviesa los 

separadores de humedad no tien un título apto para la turbina. Es por eso que a la 

salida de los GVs se ubican los separadores ciclónicos secundarios, los cuales logran 

un título que no dañe la turbina.  

 

Luego de pasar por los separadores ciclónicos de humedad, el vapor sale por la 

boquilla de salida, ubicada en la parte superior del GV. Sin embargo, debe tenerse en 

cuenta que el caudal de vapor arrastra partículas de agua líquida y el de agua arrastra 

también vapor. Por eso, cada separador tiene un título de vapor mínimo que asegura 

cierta proporción máxima de agua líquida en el caudal de vapor. En el caso de los 

separadores de humedad de la CNE, se logra un título de vapor superior a 99,75%[5].  

 

Para una descripción más detallada se recomienda la referencia [14]. En la referencia 

[15] se puede ver en detalle un plano de los GVs de la CNE.  

 

 

 



 

 

17  

 
Figura 2. Esquema de un GV de la CNE. Los recuadros rojos separan las dos regiones 

del manojo de tubos (ver capítulo 3). Imagen tomada de [8]. 

 

Como ya fue mencionado, cuando la planta se encuentra en operación normal, en la 

región anular del lado secundario se establece un caudal que depende del nivel de 

agua en esta región. Cuando se aumenta el caudal de vapor (lo que se realiza 

aumentando la potencia transferida al GV), este nivel disminuye. A su vez, cuando 

aumenta el caudal de agua de alimentación, el nivel de agua de la región anular 

aumenta. Es por esto que las mayores perturbaciones del control el nivel del GV son 

las del caudal de vapor y el agua de alimentación. Para obtener más información se 

recomienda la referencia [11].  

 

 



 

 

18  

El nivel del GV cuenta con un sistema de control que, con las mediciones de planta, 

actúa para fijar el nivel en un valor de consigna. El control de nivel del GV está 

formado por dos términos, cuyos objetivos son: 

 

 Término de realimentación anticipada: 

 

o Control del balance de masa en el GV. 

o Compensar la contracción o dilatación del nivel del GV durante la maniobra 

de potencia. 

o Compensar los efectos de la temperatura del agua de alimentación sobre 

el nivel del agua. 

 

 Término de realimentación de nivel: Compara el valor de referencia del nivel con 

el valor actual y lo corrige, realizando así el control final del nivel del GV.  

 

El lado de tubos del GV se encuentra presurizado a la presión del primario. Es por esto 

que debe diseñarse el GV no solo para transferir la potencia térmica de diseño sino 

también que los materiales del equipo resistan la presión diferencial entre el lado 

primario y el secundario durante toda la vida útil de la central, teniendo en cuenta los 

lineamientos de la norma ASME IIIC, tal como se informa en [16]. Además, los 

materiales del equipo deben estar preparados para resistir otros fenómenos que 

pueden ocurrir durante situaciones normales y, por tiempos limitados, en situaciones 

incidentales como: la fatiga térmica, las vibraciones de los tubos asistidas por el pasaje 

del agua del primario o del lado secundario, distintas formas de corrosión, etc. Una 

mejor descripción del fenómeno de corrosión y de los efectos de las vibraciones y la 

fatiga se encuentran en las referencias [3], [4], [5] y [17]. Todo esto lleva a que, con el 

transcurso de la vida útil de la central, los internos del GV, como la placa-tubo, las 

placas soporte, los tubos, etc. se deterioren y en algún caso lleguen a fallar.  

 

Cuando se produce la fisura de un tubo (por algún fenómeno de corrosión), dada la 

diferencia de presión existente entre primario y secundario del GV, se produce el 

pasaje de agua pesada hacia el secundario. Existen distintas formas de detectar estas 

fugas. Por ejemplo, puede ser detectada por medio de un espectrómetro ubicado en la 

salida de vapor del GV N°1 [11], determinando la concentración de agua pesada en el 

vapor que sale del equipo. También, estas fugas pueden ser detectadas por medio de 

los detectores de radiación en la purga de los GVs. Cuando las fugas de agua pesada 

alcanzan los límites y criterios presentados en la referencia [11], se debe detener el 

reactor. Se identifica la pérdida y se obtura el tubo. En algunos casos, puede decidirse 

obturar preventivamente un tubo (ver referencia [5]). De esta forma, el área de 



 

 

19  

transferencia térmica se ve afectada. Además, a medida que transcurre la vida útil del 

equipo, tanto en el interior como en el exterior de los tubos se depositan impurezas del 

agua. Estas actúan como una resistencia térmica adicional que degrada la 

transferencia de calor. Esta resistencia térmica adicional puede estimarse de la 

experiencia operativa de GVs que operaron en situaciones similares, o incluso puede 

utilizarse la experiencia operativa de la misma central para su segundo período de vida 

útil.  

 

Como la transferencia de energía en el GV se ve afectada a medida que transcurre la 

vida útil de la central (por acumulación de impurezas y obturación de tubos), la 

temperatura de salida del GV en el primario (o el título de vapor, de haber) aumenta, lo 

cual provoca el aumento de temperatura en la entrada del reactor. Por eso, en este 

trabajo se analizará el funcionamiento del GV en dos etapas de operación diferentes: 

 

 Principio de vida: Corresponde al momento en que el GV comienza la operación. 

En este caso, el equipo no tiene tubos obturados ni impurezas en las caras 

interior y exterior de tubos. Por eso, se espera menores pérdidas de carga en el 

primario y mayor caudal de agua pesada. 

 

 Fin de vida: Corresponde al momento en que termina la vida útil de la planta. En 

este caso, el equipo podría tener impurezas depositadas por dentro y por afuera 

de los tubos o bien, varios de estos pueden encontrarse obturados. Por eso, las 

pérdidas de carga se incrementan y el caudal del primario es menor al de 

principio de vida. Además, el área de transferencia disminuye por el 

taponamiento de tubos. 

 

Como ya se mencionó, la temperatura de salida del GV aumenta en el transcurso de la 

operación de la planta, ya sea por la disminución del área de transferencia térmica 

(producto de la obturación de tubos), que provoca una disminución de la transferencia 

térmica, o por impurezas (en el anexo de este trabajo se presenta una explicación de 

esto). Debido a lo anterior, también hay un aumento de la temperatura de entrada al 

GV,  y la central llega a un nuevo equilibrio térmico para el sistema primario. Cabe 

agregar que cuando la temperatura de entrada al GV en el primario llega a saturación, 

la temperatura se mantiene constante mientras que su título de vapor aumenta. Esto 

se observó en la CNE a medida que transcurrió su vida útil.   

 

 

 

 



 

 

20  

 

 

 

 

 

 

 

 

 

CAPÍTULO 3 

MODELADO DEL 
GENERADOR DE VAPOR 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

3.1. CÁLCULO ANALÍTICO Y MODELADO DEL GENERADOR DE 
VAPOR MEDIANTE CODIGO DE SISTEMAS 

En este capítulo se presentará el desarrollo de un modelo analítico y con un código de 

sistemas denominado TRACE5 para el cálculo de la transferencia térmica de un GV 

típico de un CANDU 6. Tanto los cálculos como el modelo se realizaron para principio 

y fin de vida de la central, equivalentes al nuevo ciclo de operación. Estos cálculos se 

realizaron para verificar que los nuevos GVs de la CNE, que tienen mayor área de 

transferencia y deben intercambiar una mayor potencia, cumplen correctamente con la 

transferencia térmica, llevando el calor generado en el reactor del primario hacia el 

secundario. 

 

 

 



 

 

21  

3.2. DESARROLLO DEL CÁLCULO ANALÍTICO 

El cálculo analítico consistió en determinar la potencia térmica transferida entre 

primario y secundario en operación a plena potencia. Esto se realizó para analizar si el 

GV permite extraer toda la potencia para la que fue diseñado. Además, sirve como 

base de comparación para la simulación realizada en TRACE5.   

El cálculo analítico se realizó teniendo en cuenta las siguientes hipótesis: 

 Estado estacionario y propiedades constantes 

 La resistencia térmica en la pared que separa ambos fluidos (las paredes de los 

tubos, en el caso de un GV) es despreciable frente a la de los fluidos de ambos 

lados. 

 El perfil de temperaturas y velocidades es plano en el eje radial 

 No hay pérdida de calor hacia el exterior ni pasaje de agua pesada hacia el 

secundario. 

 Se desprecia el aumento de temperatura debido a la fricción 

La transferencia térmica se calcula con la siguiente expresión: 

 

𝑃 = (
1

ℎ𝑇
+

1

ℎ𝐶
+ 𝑅𝑓) −1 𝐴 𝐷𝑀𝐿𝑇 

 

(1)  

 

Para realizar el cálculo analítico se consideró al GV dividido en volúmenes de control 

(VCs), todos iguales entre sí. En cada uno de ellos se transfiere parte del calor del 

primario al sistema secundario. Por lo tanto, la potencia total intercambiada será la 

suma de cada potencia individual en cada VC. Se tuvieron en cuenta, además, las 

siguientes condiciones de contorno para realizar el cálculo:  

 

1. El lado primario se considera isobárico a 99,9 bar. 

2. Para el caudal en el ánulo y el agua de alimentación se tomaron los caudales de 

[2]. 

3. La presión en la carcasa depende de la altura de la columna de agua liviana y la 

presión de saturación de esta.  

4. Se consideró que las propiedades térmicas varían linealmente con la 

temperatura, excepto para el calor específico y la conductividad térmica, que se 

consideró una interpolación cuadrática. 

5. En EOL se taparon el 5% de los tubos. Este dato surge de la experiencia 

operativa de CNE [18]. Es el máximo porcentaje de tubos fallados que se 

presentó entre los cuatro GVs durante el primer ciclo de operación. Cabe 



 

 

22  

agregar este valor resultara muy conservativo porque se han realizado 

modificaciones en la placa tubo para reducir la cantidad de tubos que pudiesen 

dañarse por vibración inducida por flujo (VIF) [19].  

6. El agua del lado secundario se encuentra suficientemente mezclada como para 

que el título de vapor a una misma altura del manojo de tubos sea el mismo. 

7. La condensación y la evaporación se da a temperatura constante.  

 

Este cálculo se realizó dividiendo al GV en 196 volúmenes de control. En cada VC 

saldrán dos caudales y entrarán otras dos. Estas son las siguientes: 

 

 Caudales de entrada y salida de agua pesada del primario, lado tubos. 

Dependiendo de la ubicación del VC en el GV, se busca calcular la temperatura 

de salida conociendo la de entrada o al revés.  

 Caudal de entrada de agua liviana del secundario, se conoce su temperatura y 

su título. Lado carcasa. 

 Caudal de salida de agua liviana del secundario, se conoce su temperatura pero 

no su título. Lado carcasa. 

 

 

Figura 3: Balance de masa y energía en un VC genérico. 

 

El manojo de tubos se puede separar en dos regiones (la rama fría y la rama caliente, 

ver Figura 2). Una de ellas es la región derecha, por donde es el ingreso de agua del 



 

 

23  

primario y la otra es la región izquierda. En la siguiente figura se realiza un esquema 

del GV con sus VC. En esta se enumeran los VC de uno hasta N, que equivale a 196 

para ambos estados de operación.  

 

 

Figura 4: Disposición de los VC en el GV.   

 

Como punto de partida, se considera que se conoce la temperatura de agua de 

alimentación del VC de N=1, pero se desconoce la temperatura de salida del primario. 

Por eso, para realizar el cálculo analítico, la misma debe suponerse. Una vez que se 

dispone de un valor para la temperatura de salida se resolverá la transferencia térmica 

para los dos VCs inferiores, o sea, para los VC de N=1 y N=196 (último VC). Con los 

resultados que surgen de este balance se puede calcular la transferencia térmica en 

los dos VCs superiores (N=2 y N-1=195), y así seguir ascendiendo por el manojo de 

tubos hasta llegar a los dos VCs superiores (estos serían N=98 y N=99). De la 

transferencia térmica en el VC superior de la región izquierda (N=98) se calcula la 

temperatura de entrada del primario y en el VC superior de la región derecha (N=99) 

se calcula la temperatura de salida del primario. Si estas temperaturas son similares 

(con un error que se considere aceptable), el valor de temperatura supuesto en el VC 



 

 

24  

izquierdo inferior (N=1) es correcto. Si no es así, este valor debe suponerse una vez 

más y repetir el proceso descripto. 

 

Para un VC en la región derecha del manojo (de N=99 a N, por ejemplo) se conoce la 

temperatura de entrada del primario al VC y el título de vapor de entrada del lado 

secundario, y se desconoce la temperatura de salida del primario y el título de salida 

del secundario. Para calcular estos datos se utilizará la ecuación (1) y la siguiente: 

 

𝑃 = 𝑤𝐶𝜆(𝑥𝑆
𝐶 − 𝑥𝐸

𝐶) (2)  

 

Donde 𝑥𝑆
𝐶 es el título de salida del lado secundario, 𝑥𝐸

𝐶 el de entrada, 𝑤𝐶 el caudal del 

secundario y 𝜆 el calor de vaporización. Una vez que se resolvió la transferencia 

térmica en el VC (y se calculó la temperatura de salida del primario y el título de salida) 

se pueden usar estos datos en el VC inmediatamente superior.  

 

Para un VC en la región izquierda del manojo de tubos se conoce la temperatura de 

salida del primario y el título de vapor de entrada del lado secundario, y se desconoce 

la temperatura de entrada del primario y el título de salida del secundario. Una vez que 

se calcularon la temperatura de salida del primario y el título de salida del secundario 

se pueden usar estos datos en el VC inmediatamente superior. Para calcular estos 

datos se utilizarán las mismas ecuaciones que para la región derecha. 

 

En la región derecha el agua del primario se encuentra a mayor temperatura, por lo 

que la transferencia de calor será mayor que en la otra región. Esto lleva a que la 

generación de vapor del lado secundario sea mayor en la región de entrada del agua 

pesada. Sin embargo, por la hipótesis 6, se tomó que el título de vapor en el 

secundario que entra en dos VCs a la misma altura debe ser el promedio de los dos 

títulos de vapor que surgen de los VCs inferiores.   

 

La diferencia de entalpía entre los flujo de entrada y de salida será la energía 

absorbida por el fluido que se encuentra del lado carcasa (agua de alimentación). 

Dado que se encuentra en ebullición, la energía absorbida se utilizará para aumentar 

el título de vapor. Por eso, se calcula el aumento del título por absorción de la entalpía 

del primario y, como se conoce el título de entrada, se determina el de salida, 

utilizando la ecuación (2).  

 

De este modo se calculan las temperaturas de salida de cada VC y el título de salida 

del lado carcasa determinándose las condiciones de entrada para el siguiente VC. Se 



 

 

25  

continúa con el cálculo hasta el número total de VC en que hayan sido divididos el 

manojo de tubos del GV.  

 

Para realizar este cálculo se consideraron las siguientes excepciones:  

 

1. La transferencia de calor en el precalentador es entre el agua de tubos y el agua 

de alimentación. Dado que ambos fluidos se encuentran subenfriados, la 

transferencia de calor es por convección tanto del lado carcasa como del lado 

tubos. 

2. En fin de vida se consideró para el agua del primario, al entrar a tubos,  un título 

de 1,91% (tomado de [2]). Por eso, mientras el agua de tubos se encuentre 

condensando (o con un título de vapor mayor a cero), se utilizará la correlación 

de Boyko Krushilin (para condensación). Cuando el fluido condense totalmente 

se deberá utilizar la correlación de Dittus – Boelter (para convección).  

 

Las correlaciones utilizadas para calcular los coeficientes de transferencia térmica son 

las siguientes: 

 
1. Principio de vida: 

 

i. Primario (tubos): Se utilizó la correlación de Dittus - Boelter. 

 

ℎ𝑇 =
𝐾

𝐷ℎ,𝑇
0,023𝑅𝑒0,8𝑃𝑟0,4 

 

(3)  

 

ii. Secundario (carcasa): Se utilizó la correlación de Chen. Los parámetros F y 

S se obtienen de [20].    

 

ℎ𝐶 = ℎ𝑀𝐹 + ℎ𝑚𝑆 
 

(4)  

 

ℎ𝑚 = 0,00417𝑝𝑐
0,69𝑞0,7 [1,8 (

𝑝

𝑝𝑐
)

0,17

+ 4 (
𝑝

𝑝𝑐
)

1,2

+ 10 (
𝑝

𝑝𝑐
)

10

]
𝐾

𝐷ℎ,𝐶
 

 

(5)  

 

ℎ𝑀 = 0,023𝑅𝑒0,8𝑃𝑟0,4
𝐾

𝐷ℎ,𝐶
 

 

(6)  

 

 

 

 



 

 

26  

2. Fin de vida: 

 

i. Tubos: Se utilizó la correlación de Boyko – Krushilin para la condensación 

y la de Dittus – Boelter luego de condensar completamente.   

 

ℎ𝑇 = 0,024 (
𝐷𝑖𝐺𝐿𝑂

𝜇𝐿
)

0,8

𝑃𝑟𝐿
0,43 (

(𝜌𝑚/𝜌𝑣)𝐸
0,5

+ (𝜌𝑚/𝜌𝑣)𝑆
0,5

2
)

𝐾

𝐷ℎ,𝑇
 

 

(7)  

 

(𝜌𝑚/𝜌𝑣)𝐸 = 1 +
𝜌𝐿 − 𝜌𝑉

𝜌𝑉
𝑥𝐸

𝑇 
 

(8)  

 

(𝜌𝑚/𝜌𝑣)𝑆 = 1 +
𝜌𝐿 − 𝜌𝑉

𝜌𝑉
𝑥𝑆

𝑇 
 

(9)  

 

ii. Carcasa: Se utilizó la misma correlación que de BOL. 

 

Los subíndices 𝐿 y 𝑉 representan líquido y vapor, respectivamente. En el 

precalentador se tomó para ambos lados (tubos y carcasa) la correlación de Dittus – 

Boelter. 

 

Todas las correlaciones presentadas en este trabajo se encuentran en la referencias 

[20] y [21]. 

 

En primer lugar, deben identificarse las condiciones de contorno del problema o los 

datos que son impuestos, son:  

 

a) Los caudales de refrigerante de lado primario y secundario.  

b) Condiciones termodinámicas de las corrientes de entrada.  

 
Una vez fijadas dichas condiciones, se calculan las propiedades termodinámicas de 

las dos corrientes mencionadas. Las propiedades requeridas son: 

 

 Densidad 

 Viscosidad 

 Conductividad térmica 

 Entalpía  

 Calor específico 

 Calor latente de vaporización (para el lado secundario) 

 



 

 

27  

Debe tenerse en cuenta que el agua liviana que sale del precalentador (ubicada la 

salida de este entre N=168 y N=169) se mezcla con la que sale del N=27. De esta 

mezcla se calcula el título de salida. Este será el que ingrese a los dos VCs 

superiores.  

 

Para este cálculo se consideró que toda la potencia que intercambia el lado primario 

en el VC es transferida al secundario. Este, a su vez, no intercambia calor con la 

región anular que se encuentra alrededor de la envoltura del manojo de tubos. 

 

Dado que los VCs se tomaron de una altura chica (de aproximadamente 10 cm), la 

temperatura de entrada y salida del lado tubos son muy cercanas. O sea, no se espera 

que, para un VC cualquiera, la diferencia de temperatura entre entrada y salida cambie 

significativamente (de los cálculos se observó que no supera los 2°C). Por eso, se 

espera que las propiedades termodinámicas no varíen significativamente si para un 

VC se las calcula con la temperatura de entrada o salida y no a la temperatura de film 

(como requiere Dittus - Boelter) entre ambas. Por eso, para el cálculo analítico, se 

calcularon las propiedades termodinámicas utilizando la temperatura de entrada o de 

salida, según conviniese para cada VC. Proceder de este modo simplifica mucho el 

cálculo, ya que para un VC siempre se desconoce una de las dos temperaturas, y 

además se independiza de la temperatura de pared, requerida para calcular la 

temperatura de film. Por otro lado, del lado secundario la variación de temperatura 

entre la parte inferior (placa-tubo) y la parte superior, es muy pequeña. Por eso, las 

propiedades de este lado se tomaron constantes.  

 

Para el agua del lado carcasa en la placa-tubo se tomó agua líquida en estado de 

saturación. O sea, el título de entrada 𝑥𝐸
𝐶 es cero. 

 

A continuación se explica el cálculo realizado: 

 

1. Se calcula el área de transferencia térmica del VC. 

 

𝐴 = 𝜋𝐷𝑜𝑁ΔL 
 

(10)  

 

2. La potencia transferida en el VC está dada por la siguiente ecuación (como se 

verá más adelante, se acopla a la ecuación (1) por medio de 𝑃):  

 

𝑃 = 𝑤𝑇𝑐𝑝,𝑇(𝑇𝐸 − 𝑇𝑆) (11)  

 



 

 

28  

3. Se determina el valor Rf, generalmente surge de la experiencia operativa de la 

central o de otras similares. Luego, se calculan ℎ𝑇 y ℎ𝐶 (coeficientes de 

transferencia de calor). En este punto se plantea la ecuación (1) utilizando en 

la 𝐷𝑀𝐿𝑇 para un fluido entregando calor sensible (agua pesada del sistema 

primario) y otro en ebullición (agua liviana del sistema secundario). Así, se llega 

a la ecuación (12):   

 

𝑃 = (
1

ℎ𝑇
+

1

ℎ𝐶
+ 𝑅𝑓)

−1

𝐴
(𝑇𝐸 − 𝑇𝑆)

𝑙𝑛[(𝑇𝐸 − 𝑇𝐶)/(𝑇𝑆 − 𝑇𝐶)]
 (12)  

 

Igualando (11) y (12) se obtiene una expresión para determinar 𝑇𝐸 (temperatura 

de entrada) o 𝑇𝑆(temperatura de salida). Con esta temperatura se calcula 𝑃. Con 

la presión del lado secundario se obtiene 𝜆 y se calcula 𝑥𝑆
𝐶. 𝑥𝐸

𝐶 es un dato de 

entrada. Se obtiene 𝑥𝑆
𝐶 según la siguiente expresión, que proviene de (2): 

 

𝑥𝑆
𝐶 = 𝑥𝐸

𝐶 +
𝑃

𝑤𝐶𝜆
 (13)  

 

4. En este punto se conocen todas las condiciones de salida (temperatura y título) 

de las corrientes de agua liviana y agua pesada en el VC. Con estos datos se 

puede pasar al siguiente VC. 

 

En el caso que los VCs contengan corrientes subenfriadas, como ocurre en el 

precalentador, en lugar de aplicar las expresiones (11) y (12) se debe realizar lo 

siguiente: La transferencia de calor en el precalentador es entre dos fluidos 

subenfriados, por lo que las expresiones (11) y (12) deben reemplazarse por las 

siguientes expresiones, respectivamente. 

 

𝑃 = (
1

ℎ𝑇
+

1

ℎ𝐶
+ 𝑅𝑓)

−1

𝐴
(𝑇𝐸,1 − 𝑇𝑆,𝑝) − (𝑇𝑆,1 − 𝑇𝐸,𝑝)

𝑙𝑛[(𝑇𝐸,1 − 𝑇𝑆,𝑝)/(𝑇𝑆,1 − 𝑇𝐸,𝑝)]
 (14)  

   

𝑤𝑇𝑐𝑝,1(𝑇𝑆,1 − 𝑇𝐸,1) = 𝑐𝑝,𝑝(𝑇𝑆,𝑝 − 𝑇𝐸,𝑝) (15)  

 

𝑃 = 𝑤𝑇𝑐𝑝,1(𝑇𝑆,1 − 𝑇𝐸,1) (16)  

 

Utilizando estas tres expresiones se llega a un sistema de dos ecuaciones algebraicas 

no lineales del cual se obtiene 𝑇𝑆,𝑝 y 𝑇𝑆,1. 

 



 

 

29  

En EOL al agua del primario, al entrar a tubos, se le estimó un título de 1,91%. Por 

eso, mientras el agua de tubos se encuentre condensando deben reemplazarse las 

ecuaciones (11) y (12) por las siguientes, respectivamente: 

 

𝑃 = (
1

ℎ𝑇
+

1

ℎ𝐶
+ 𝑅𝑓)

−1

𝐴(𝑇𝐸 − 𝑇𝐶) (17)  

 

𝑃 = 𝑤𝑇𝜆(𝑥𝐸
𝑇 − 𝑥𝑆

𝑇) (18)  

 

De este modo, primero se calcula 𝑃 por medio de la expresión (17) y luego se despeja 

𝑥𝑆
𝑇 de (18). 

 

El cálculo analítico se realizó en Microsoft Excel 2010 mediante macros del programa 

para encontrar ceros de funciones mediante el método de Newton. Para ello se elige 

un valor inicial y se itera hasta que se encuentre la solución con una precisión 

establecida por el usuario (10-4). A continuación se presenta un ejemplo de cómo se 

utilizó la herramienta. Como ejemplo se tomó el precalentador: 

 

Siguiendo el procedimiento arriba descripto se resuelven las ecuaciones (14), (15) y 

(16), es decir, debe hallarse el cero de:      

 

(
1

ℎ𝑇
+

1

ℎ𝐶
+ 𝑅𝑓)

−1

𝐴
(𝑇𝐸,1 − 𝑇𝑆,𝑝) − (𝑇𝑆,1 − 𝑇𝐸,𝑝)

𝑙𝑛[(𝑇𝐸,1 − 𝑇𝑆,𝑝)/(𝑇𝑆,1 − 𝑇𝐸,𝑝)]
− 𝑤𝑇𝑐𝑝,𝑇(𝑇𝐸,1 − 𝑇𝑆,1) = 0 (19)  

 

Esta expresión se obtiene reemplazando 𝑃 de la ecuación (16) en (14). En otra celda 

se introduce la ecuación (20) habiendo despejado 𝑇𝑆,𝑝 de (15). Es decir:  

 

𝑇𝑆,𝑝 =
𝑤𝑇𝑐𝑝,1(𝑇𝑆,1 − 𝑇𝐸,1)

𝑤𝐹𝑊. 𝑐𝑝,𝑝
+ 𝑇𝐸,𝑝 (20)  

 

En suma, el programa varia el valor de 𝑇𝑆,1 mientras se calcula 𝑇𝑆,𝑝, satisfaciendo (14), 

(15) y (16).  

3.3. DATOS DE ENTRADA Y DESARROLLO DEL CÁLCULO 

Los datos de entrada del cálculo analítico se presentan en la Tabla 1. Estos fueron 

tomados de las referencias [2] y [22].   

 

 



 

 

30  

Tabla 1: Datos de entrada. 

Significado BOL EOL Unidades 

Caudal de D2O 2138,8 2073,7 kg/s 

Diámetro interior de tubos 0,01362 0,01362 m 

Número de tubos 3530 3353 --- 

Diámetro exterior de tubos 0,01588 0,01588 m 

Diámetro hidráulico del precalentador * 0,032 0,032 m 

Diámetro hidráulico de la zona opuesta al  
precalentador * 

0,0314 0,0314 m 

Diámetro hidráulico de la zona superior al  
precalentador * 

0,0331 0,0331 m 

Área de flujo del precalentador * 0,2945 0,2945 m2 

Área de flujo de la zona opuesta al 
precalentador * 

1,4278 1,4278 m2 

Área de flujo de la zona superior al 
precalentador * 

2,9761 2,9761 m2 

Largo de tubos, rama caliente 9,83 9,83 m 

Largo de tubos, rama fría 7,16 7,16 m 

Largo de tubos, precalentador 2,67 2,67 m 

Presión de vapor en el GV 4,695 4,695 MPa 

Presión de D2O 9,99 9,98 MPa 

Caudal de vapor / agua de FW 258 258 kg/s 

Caudal del Downcomer ** 1290 1290 kg/s 

Temperatura de entrada, lado tubos 309,45 309,89 °C 

Título de vapor en la entrada, lado tubos --- 0,0191 --- 

Factor de ensuciamiento *** 1,761x10-6 5,148x10-5 m2°C/W 

 
* Obtenido de la referencia [22]. 

** En los GVs de las centrales nucleares CANDU 6 se define la recirculación 

como la relación entre el caudal de agua que desciende por el ánulo y el caudal 

del agua de alimentación. Por el caudal de 258 kg/s para el agua de 

alimentación y una recirculación de 5 (tomada de [2]), el caudal de agua del 

downcomer es de 1290 kg/s.  

*** Para el principio de la vida útil de la planta se tomó el 𝑅𝑓 de la referencia [2].  

 

Para EOL se tomó un factor de ensuciamiento de 3,05 × 10−5 𝑚2°𝐶/𝑊 para el 

exterior de tubos. Este dato surge de la experiencia operativa de la CNE. Por otro 

lado, para el interior de tubos se utilizó el ensuciamiento de la referencia [23] y se la 



 

 

31  

extrapoló linealmente a 30 años (en esta referencia se informa el ensuciamiento en 

tubos en cinco años). El cálculo se presenta en el anexo de este trabajo. 

3.4. EL PROGRAMA TRACE5 

El código de sistemas TRACE5 es un programa de computadora que permite simular 

sistemas de control y procesos para centrales nucleares. Fue desarrollado por el US-

NRC (Nuclear Regulatory Commission, Comisión de Regulación Nuclear de los 

EEUU). El programa está diseñado para realizar análisis determinísticos “best-

estimate” de LOCAs, transitorios operacionales y otros accidentes que pueden darse 

en una central nuclear. Para este trabajo se utilizó TRACE5 patch 4 (versión 5.0) [24] 

que es la última versión liberada por el desarrollador. El TRACE5 fue desarrollado en 

lenguaje FORTRAN. 

   

TRACE5 incluye modelos de sistemas de dos fases (con no condensables disueltos), 

procesos termodinámicos que no están en equilibrio, fenómenos de transferencia 

térmica, inundación, seguimiento de nivel (level tracking en inglés) y cinética de 

reactores nucleares. Los modelos de sistemas de TRACE5 son multidimensionales 

porque los componentes se modelan en distintas dimensiones. Por ejemplo, las 

cañerías son unidimensionales pero el componente recipiente (vessel en inglés) es 

tridimensional. Por eso, en este componente se tienen en cuenta las coordenadas 

radial, axial y azimutal.     

 

Las ecuaciones diferenciales en derivadas parciales que describen el flujo bifásico y la 

transferencia de calor son resueltas por medio de métodos numéricos en las llamadas 

celdas (o en las fronteras de esta). Las ecuaciones de fluidodinámica y de la 

transferencia de calor son resueltas utilizando métodos semi-implícitos respecto al 

tiempo y la posición. Esto permite, en cada una de las celdas, sea en el centro de 

estas o en la frontera, calcular las variables de proceso (caudales, presiones, 

temperaturas, etcétera), y posteriormente conocer los valores de estas variables. A 

continuación se presenta una breve explicación de los métodos utilizados por TRACE: 

 

 Método semi-implícito: Este método consta de tres etapas. En la primera se 

evalúan determinadas propiedades y variables al principio del paso de tiempo, 

como coeficientes de fricción, conductividad térmica, etc. En la segunda etapa se 

resuelven las ecuaciones en diferencias finitas, y en la tercera se calculan los 

datos de otras variables y se cargan los resultados para ser utilizados en el 

próximo paso de tiempo. 



 

 

32  

 Método SETS: Este también es un método semi-implícito. Es similar al anterior 

pero se diferencia en que este introduce pasos correctores, llamados 

“estabilizadores”.  

 

La descripción detallada de los métodos numéricos del TRACE5 se encuentra fuera 

del alcance de este trabajo. Sin embargo, para mayor información se puede recurrir al 

manual de teoría del código [25]. 

 

TRACE5 utiliza un enfoque modular de componentes para el modelado del sistema de 

procesos de una central nuclear. Esto quiere decir que cada cañería, equipo o 

accesorio del sistema de procesos puede ser representado con algún componente de 

los que ofrece TRACE5, como cada uno de ellos es independiente de los demás, se 

puede realizar cambios en uno de ellos sin afectar el resto del código.  

 

Los componentes son nodalizados (separado en celdas de un volumen determinado 

por el usuario), y en cada volumen se resuelven las ecuaciones de la  fluidodinámica y 

el calor. Los componentes hidráulicos de TRACE5 son tuberías, plenums, 

presurizadores, canales combustibles (con o sin potencia), bombas, separadores, 

turbinas, calentadores, válvulas, acumuladores y recipientes de presión. 

 

El programa dispone de estructuras de calor. Estos son elementos que permiten 

modelar en 2D (utilizando coordenadas cartesianas o cilíndricas) la transferencia 

térmica por conducción o convección. La transferencia se puede realizar entre dos 

componentes hidráulicos, establecer un flujo de calor variable o constante en el tiempo 

para un componente, etc. Cuando en un componente se requiere un determinado flujo 

de calor, se utiliza una estructura de calor acoplada a un componente llamado “power” 

(en inglés, potencia, de este modo se lo llamará en adelante). De este modo, utilizando 

Estructuras de Calor se puede definir el flujo de calor según lo requiera el usuario. En 

el caso de este trabajo, las estructuras de calor fueron utilizadas para transmitir calor 

de los componentes del primario al secundario por diferencia de temperatura. 

 

Como ya fue nombrado, TRACE5 permite describir los fenómenos de transferencia de 

masa, energía y cantidad de movimiento entre las dos fases (líquido y vapor) y la 

interacción de estas fases con flujos calóricos. Es por esto que este programa trabaja 

con las seis ecuaciones de conservación. O sea, plantea las ecuaciones de masa, 

energía y cantidad de movimiento para cada fase, lo que resulta en un conjunto de 

seis ecuaciones interrelacionadas. Las interacciones entre las dos fases (por ejemplo, 

transferencia de calor o de masa del líquido al vapor) que se dan en un determinado 

componente varían de acuerdo al régimen de flujo en que se encuentre el fluido del 



 

 

33  

mencionado componente. TRACE5 tiene diferentes regímenes de flujo, como burbujas 

dispersas en un líquido, flujo tapón o flujo anular. El régimen en que se encuentre el 

flujo bifásico en un determinado componente se determina por medio de su fracción de 

vacío y su caudal. Con estos datos, el programa ingresa en un gráfico (que se 

encuentra en [24]) y obtiene el régimen de flujo. De acuerdo al régimen obtenido, el 

programa utiliza distintos coeficientes de transferencia de calor interfacial para 

determinar el calor transferido entre fases.  

 

El enfoque de TRACE5 también es modular respecto a las funciones. Esto quiere decir 

que los cálculos se realizan en módulos separados. Por ejemplo, el algoritmo de 

solución de la ecuación hidrodinámica en una dimensión y la selección de coeficientes 

de transferencia de calor se realizan en rutinas separadas a las que pueden acceder 

todos los componentes. Esto permite un manejo sencillo del programa cuando se 

decide cambiar, por ejemplo, una correlación por otra que se considera más 

adecuada. 

 

El programa TRACE5 tiene ciertas limitaciones, las cuales se presentan a 

continuación: 

 

1. No es apropiado para modelar situaciones en que la transferencia de cantidad de 

movimiento juega un rol preponderante en zonas localizadas. Por ejemplo, 

cuando el perfil de velocidad radial no es plano. 

2. TRACE5 por si solo no es recomendable para transitorios en los que hay 

grandes cambios locales en la potencia del reactor. Por ejemplo, en la eyección 

de una barra de control. Sin embargo, TRACE5 puede acoplarse al código 

PARCS de cinética neutrónica tridimensional. 

3. Las ecuaciones de masa, energía y cantidad de movimiento suponen que las 

tensiones cortantes de un fluido son despreciables y que el modelado de la 

turbulencia no está acoplado a las ecuaciones de conservación (los efectos de la 

turbulencia en el modelo pueden ser estimados por medio de correlaciones).  

4. No tiene en cuenta los efectos del gradiente térmico en el esfuerzo cortante. 

5. Generalmente no se tiene en cuenta el calentamiento viscoso dentro del mismo 

fluido.  

 

A pesar las limitaciones expresadas, el código es utilizado a nivel internacional para 

simulaciones y análisis de reactores tipo BWR [26] y PWR [27]. 

 

Para resolver un problema dado, TRACE5 recibe una entrada de datos en la que se 

presenta la geometría del sistema que se va a resolver (diámetros hidráulicos y largo 



 

 

34  

de cañerías, codos, etc.), las condiciones iniciales y de contorno, lazos de control, los 

equipos de la planta (bombas, separadores, calentadores, etc.), estructuras de calor, 

los materiales, etc. Una vez ingresados todos los datos de entrada, el código TRACE5 

resuelve el sistema de ecuaciones. Para presentar la información de salida, en forma 

gráfica, se utiliza la herramienta AptPlot. Para más información se puede recurrir a 

[28]. Con esta herramienta se presenta la evolución de las distintas variables del 

programa y se las grafica respecto al tiempo.  

3.5. MODELADO DEL GENERADOR DE VAPOR POR MEDIO DE 
TRACE5  

Antes de iniciar este trabajo se disponía de un modelo de GV de CNE desarrollado en 

RELAP5. Este es un programa de simulación de transitorios en centrales nucleares 

[29]. Es similar al TRACE5 ya que requiere una entrada de datos que describa la 

geometría de la planta, los equipos y accesorios, lazos de control, etc.  

 

El modelo de GV en el código de sistemas RELAP5 es parte de un trabajo de análisis 

determinísticos que realizó la ARN para simular la CNE [6] y [7]. RELAP5 y TRACE5 

tienen una herramienta llamada SNAP [30] que permite convertir los modelos de 

RELAP5 y utilizarlos en TRACE5. Esta herramienta es una interfaz gráfica para 

simplificar el uso de RELAP5 y TRACE5. Con ella se puede armar la entrada de datos 

utilizando una interfaz gráfica que permite visualizar cada componente y cargar los 

datos para cada componente. Si no se dispone de ella, los distintos componentes 

hidráulicos deben ser introducidos en formato texto. 

 

En la Figura 5 se presenta la interfaz de TRACE5. A continuación, explican los 

distintos elementos de la interfaz mostrada: 

 

 Encuadre en rojo: Navegador, en él se presenta una lista de los componentes 

hidráulicos, estructuras de calor, sistemas de control y otros elementos 

importantes del modelo. Es además en este elemento de la interfaz en el que se 

crean otros componentes como cañerías, separadores, potencias, estructuras de 

calor, etc. Desde el Navegador también se tiene acceso a la Opciones del 

Modelo, donde se puede cambiar el tiempo de corrida, los fluidos que se 

utilizarán, carga y almacenamiento de condiciones de contorno. 

 Encuadre en naranja: Propiedades Principales, este elemento de la interfaz de 

SNAP presenta los parámetros de cada componente (sea hidráulico, estructura 

de calor, potencia, etc.). Por ejemplo, para una cañería se ingresan los datos 

geométricos, los coeficientes de fricción para cada celda, sus condiciones 

iniciales, su rugosidad, etc. 



 

 

35  

 Encuadre en verde: Vista, en esta sección se representan los distintos lazos de 

control, componentes hidráulicos y como estos se encuentran conectados. 

 Encuadre en azul: Mensajes, presenta mensajes al usuario (por ejemplo, cuando 

se empieza a correr un programa o se guarda un trabajo). También puede 

presentar advertencias, como cuando se corre un modelo en el que el programa 

detectó errores. 

 

 

Figura 5: Interfaz del TRACE5 utilizando SNAP. 

 

Así, utilizando SNAP el modelo de GV original en RELAP5 fue convertido a TRACE5. 

Luego, se revisó la conversión y se adecuó de modo de representar eficazmente el 

GV. Algunos cambios introducidos fueron: 

 

 Cambios en las condiciones iniciales 

 Se agregaron dos lazos de control, uno que regula potencia variando el caudal 

de entrada del primario y otro que controla el nivel colapsado de agua del 

downcomer variando el caudal de agua de alimentación 

 Se cambiaron los parámetros del separador 

 



 

 

36  

En la Figura 6 se presenta el modelo del GV en TRACE5. El recuadro rojo delimita los 

componentes hidráulicos que pertenecen al primario y el recuadro azul a los 

componentes del secundario.  

 

Del lado primario se ve la condición de contorno “FILL 400”. Este componente es el 

que provee el caudal de entrada de agua del primario y sus condiciones 

termodinámicas de entrada. Este caudal fluye a través de la calota de entrada (PIPE 

402), luego pasa por el tubo en U (PIPE 403) que representan los 3530 tubos del GV 

[2] e intercambian energía calórica con los componentes del secundario. Luego de 

pasar por los tubos, el caudal del primario pasa por la calota de salida 404 y luego sale 

del sistema por el BREAK 406. Esta es una condición de contorno que fija la presión 

de salida de tubos.  

 

Del lado secundario se fija como condición de contorno el caudal de agua de 

alimentación y su presión y temperatura (FILL 600). Esta agua circula a través del 

precalentador, modelado como una tubería denominada PIPE 601, y luego se mezcla 

con el agua que viene de la región anular en el PIPE 603. Luego de la mezcla, el agua 

asciende por el PIPE 604 hasta el SEPD 606. En este se separa el agua (que 

desciende al PIPE 609) del vapor (que asciende al PIPE 608 y luego sale del sistema 

a través del BREAK 613, que fija la presión de salida del vapor). Hay una segunda 

corriente que sale del separador. Esta desemboca en el PIPE 609 y luego desciende 

por el ánulo. 

 

Se utilizaron cinco estructuras de calor para este modelo ubicadas en: 

 

1. Las calotas de los GV, las cuales son adiabáticas. 

2. Entre el agua pesada de los tubos en U y el agua liviana del lado secundario. 

3. Entre el  precalentador y el agua del secundario que lo circunda. 

4. Entre el agua liviana del secundario que rodea el manojo de tubos y el ánulo. 

5. Paredes exteriores del ánulo, que son adiabáticas. 

 

Las estructuras de calor modelan la transferencia de calor entre dos fluidos (como en 

el caso de 2, 3 y 4), por lo que consideran la convección en ellos, pero también 

modelan la conducción del calor en el metal. Por eso, las estructuras de calor 

requieren que se les especifiquen los materiales a través de los cuales se transmite el 

calor. Por ejemplo, para las estructuras 1 y 2 se utilizó el material ASTM B163, y para 

las estructuras 3 y 4 se usó ASME SA106. Las propiedades de ambos se encuentran 

cargados en TRACE5. 

 



 

 

37  

 
Figura 6: Modelo del GV de CNE en TRACE5. El recuadro rojo delimita el lado primario 

y el azul el secundario. 

 

A continuación, se presenta la Tabla 2. En ella se presentan los distintos componentes 

hidráulicos del modelo del GV.    

 

 

 

 

 

 

 

 



 

 

38  

Tabla 2: Significado de cada componente del modelo de TRACE5. 

Numeración  
Componente 

hidráulico utilizado 
Descripción del componente hidráulico 

400 FILL Caudal de entrada de agua del primario 

401 PIPE (cañería) Tubería de entrada a la calota de entrada 

402 PIPE Calota de entrada 

403 PIPE Tubos en U 

404 PIPE Calota de salida 

405 PIPE Tubería de salida de la calota de salida 

406 BREAK Salida de agua del primario 

600 FILL Entrada de agua de alimentación al GV 

601 PIPE Precalentador 

602 PIPE 
Zona lindera con el precalentador. Por ella 

circula el agua proveniente de la región 
anular. 

603 PIPE Zona de mezcla 

604 PIPE “Riser” 

605 PIPE Entrada al Separador 

606 SEPD (Separador) Separador 

607 PIPE Salida del Separador – Vapor 

608 PIPE Salida del GV 

609 PIPE Salida del Separador – Líquido 

610 PIPE Región anular 

611 PIPE Segundo Separador 

612 PIPE Salida Segundo Separador 

613 BREAK Salida de vapor del GV 

 

Como se informa en la Tabla 2, el componente hidráulico 606 es un separador. La 

función que cumple este componente es separar las dos fases. Se lo tomó como 

separador ideal (o sea, que el vapor del caudal de entrada se separa totalmente del de 

agua, ver capítulo 2), por lo que, de la corriente de entrada, el agua líquida cae hacia 

el componente 609 mientras que hacia el componente 607 asciende el vapor del 

caudal de entrada del separador.  

 

Condiciones de contorno  

 

Para el modelado del GV se eligieron las siguientes condiciones de contorno:  

 

1. Presión y temperatura de entrada del agua del primario. 

2. Presión en la salida de los tubos del lado primario.  

3. Presión y temperatura de entrada de agua de alimentación. 

4. Presión de salida de vapor.  



 

 

39  

En la siguiente tabla se presentan los valores de las condiciones de contorno. 

 

Tabla 3: Condiciones de contorno del modelo. 

Sistema 
Condición de 

contorno 

Presión 

(bar)  

Temperatura 

(°C) 

Primario 1 99,9 309,34 

Primario 2 96,1 - 

Secundario 3 46,95 187 

Secundario 4 46,95 - 

 

Lazos de control 

 

Los lazos de control se utilizan para fijar una variable en un valor deseado. En el caso 

del modelo del GV, se implementaron dos lazos de control, para regular las siguientes 

variables de proceso. Los lazos implementados en el modelo de GV de TRACE5 se 

presentan a continuación: 

 

 Potencia. Este lazo de control varía el caudal de agua del primario para regular 

la potencia intercambiada. En la Figura 7 se observa que el lazo de control varía 

el caudal en función de la potencia del GV. 

 
Figura 7: Lazo de control de la potencia del GV para BOL. El punto rojo es el punto de 

operación (ver capítulo 4).  

 

2110

2130

2150

2170

2190

2210

2230

490 500 510 520 530

C
au

d
al

 d
e

l p
ri

m
ar

io
 (

kg
/s

) 

Potencia (MW) 

(525,5; 2118) 

(493; 2218) 

(516,6; 2146) 



 

 

40  

 

Figura 8: Lazo de control de la potencia del GV para EOL. El punto rojo es el punto de 
operación (ver capítulo 4). 

 

 Nivel colapsado en el ánulo. En esta zona del GV hay una mezcla de agua y 

vapor. El nivel colapsado surge de extraer el volumen ocupado por el vapor y 

medir el nivel del agua líquida desde la parte inferior del ánulo hasta la parte 

superior de este. En este lazo de control se varía el caudal de agua de 

alimentación para regular el nivel colapsado del downcomer. En la Figura 9 se 

observa como el lazo de control varía el caudal en función del nivel. El punto de 

operación para BOL se indica en rojo y para fin de vida en verde.  

 

1960

1980

2000

2020

2040

2060

2080

2100

2120

470 480 490 500 510 520 530

C
au

d
al

 d
e

l p
ri

m
ar

io
 (

kg
/s

) 

Potencia (MW) 

(473; 2098) 

(525,5; 1983) 

(516,4; 2003) 



 

 

41  

  
Figura 9: Lazo de control del nivel colapsado. Los puntos rojo y verde representan los 

puntos de operación en principio y fin de vida (ver capítulo 4). 

 

 
Debe tenerse en cuenta que estos lazos de control difieren del control de nivel de la 

CNE, el cual fue brevemente descripto en el capítulo 2. Además, los lazos no tienen 

zonas muertas, las cuales son un rango en el que, si entra la variable controlada, el 

control deja de actuar hasta que esta no salga de dicho rango. Por ejemplo, si la zona 

muerta del nivel colapsado es entre 13 y 14 metros, y el nivel inicialmente se 

encuentra en 12 metros, el control de planta aumentará el caudal de agua de 

alimentación para aumentar el nivel. Al llegar este a 13 metros, aproximadamente, el 

control dejará de actuar y el caudal de agua de alimentación se mantendrá constante.   

 

 

  

11

12

13

14

15

16

230 240 250 260 270 280

N
iv

e
l c

o
la

p
sa

d
o

 (
m

) 

Caudal de agua de alimentación (kg/s) 

Control de nivel Punto de Operación PDV Punto de Operación FDV

(275,2; 11,8) 

(238,2; 15,8) 

(257,2; 13,8) 

(257,5; 13,7) 



 

 

42  

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

CAPÍTULO 4 

 RESULTADOS 
 

 

 

 

 

 

 

 

4.1. RESULTADOS 

En este capítulo se analizan y comparan los resultados del modelo de TRACE5 y del 

cálculo analítico, con los valores de [2]. Debe tenerse en cuenta que los resultados del 

cálculo analítico sirven como aproximación de los resultados obtenidos por medio de 

TRACE5. Estos últimos son los que permiten una verificación más precisa de la 

transferencia de calor en los GVs, ya que considera fenómenos que no son tenidos en 

cuenta en el cálculo analítico, especialmente en doble fase. Los resultados de 

TRACE5, el cálculo analítico y de la referencia [2] se volcaron en la Tabla 4 para BOL 

y en la Tabla 5 para EOL.      

 

Con el modelo de TRACE5 se realizó una corrida para BOL. Esta consiste en fijar las 

condiciones iniciales al problema y dejar que el mismo corra hasta alcanzar un estado 

estacionario. Los resultados de la corrida se presentan en las figuras de este capítulo. 

 



 

 

43  

Como se observa en la Figura 10, en el modelo de GV de TRACE5 los tubos en U 

tienen veintiséis celdas. En la Figura 10 se presenta la evolución temporal de la 

temperatura en las celdas 1 (entrada de agua del primario), 6, 11, 16, 21 y 26 (salida 

de agua del primario). En esta figura se observa que, con las condiciones iniciales 

fijadas, se alcanza rápidamente el estado estacionario. Además, se grafica en línea 

punteada el valor de consigna para la temperatura de salida. Se observa que ambas 

coinciden.   

 

 
Figura 10: Evolución temporal de la temperatura del líquido en los tubos en U, celdas 

1, 6, 11, 16, 21 y 26. 

 
En las dos figuras siguientes presentan el nivel, la recirculación y la presión del vapor 

a la salida del GV. En estas dos figuras se observa que estas variables alcanzan 

rápidamente un estado estacionario, como era de esperarse.  

 

 

 

 

 

260

265

270

275

280

285

290

295

300

305

310

0 20 40 60 80 100

Te
m

p
e

ra
tu

ra
 (

°C
) 

Tiempo (s) 

C1 C6 C11 C16 C21 C26 Consigna



 

 

44  

 
Figura 11: Nivel y Recirculación en el secundario. 

 

  
Figura 12: Presión en el domo del GV. 

 

En [2] se realizó una simulación del primario y los nuevos GVs como parte del PEV de 

la CNE con el código NUCIRC 2.2.1, MOD2.002R1. Este trabajo tenía como objetivo 

simular las condiciones de operación, para principio y fin de vida, cuando la planta 

operase a plena potencia, con los GVs nuevos. Para eso, se simuló el reactor, uno de 

los dos circuitos del sistema primario, dos bombas y dos de los GVs nuevos. Para la 

condición de operación en EOL se tomó un factor de ensuciamiento que incluye, 

4,96

5,00

5,04

5,08

5,12

5,16

13,0

13,2

13,4

13,6

13,8

14,0

0 20 40 60 80 100

R
e

ci
rc

u
la

ci
ó

n
 (

-)
 

N
iv

e
l (

m
) 

Tiempo (s) 

Nivel - Eje primario (m) Valor de Consigna - Nivel

Recirculación - Eje secundario (-) Valor de consigna - Recirculación

46,90

46,92

46,94

46,96

46,98

47,00

0 20 40 60 80 100

P
re

si
ó

n
 (

b
ar

) 

Tiempo (s) 

Presión en el domo del GV Valor de consigna



 

 

45  

también, el taponamiento de tubos. También se modeló las bombas del sistema 

primario con una curva característica. En [2] se presentan los resultados, por lo que en 

este trabajo se tomó los que se consideran más importantes y se los comparó con los 

obtenidos por medio del cálculo analítico y el modelo de TRACE5. 

 

En la siguiente tabla se presenta la comparación de estos parámetros. Al analizar esta 

tabla debe tenerse en cuenta las siguientes observaciones: 

 

 En el cálculo analítico se fijó la recirculación, el caudal del primario y el caudal de 

agua de alimentación. Por eso, para el cálculo analítico, no se calcula la 

diferencia porcentual de estos parámetros. 

 En el cálculo analítico no se tuvo en cuenta el nivel del downcomer y no se 

calculó la potencia del lado secundario.  

 No se calculó la diferencia porcentual para la temperatura de salida del primario, 

ya que se calculó el salto térmico.  

  

Tabla 4: Resultados de BOL. 

Parámetro 

Cálculo del parámetro 
Comparación 
porcentual (%) 

Diseño TRACE5 
Cálculo 
analítico 

TRACE5 
Cálculo 
Analítico 

Nivel DC (m) 14,2 13,8 - 2,8 - 

Recirculación (-) 5,0 5,02 5 0,4 - 

Potencia Primario (MW) 516,6 516,6 575 0 11,3 

Caudal Primario (kg/s) 2128,5 2146 2128,5 0,8 - 

Caudal agua de 
alimentación (kg/s) 

258 257,2 258 0,3 - 

Temperatura de salida del 
Primario (°C) 

262,3 262,3 256,7 - - 

Salto Térmico (°C) 47,2 47,1 52,9 0,2 12,0 

Potencia Secundario (MW) - 509,5 - - - 

Caudal de vapor (kg/s) 258 255,4 - 1,0 - 

 

 
En [2] también se realizó una simulación para EOL. Por eso, se adaptó la simulación 

realizada por TRACE5 para representar el EOL de los GVs y se  calculó 

analíticamente como para BOL. Los cambios introducidos fueron los siguientes: 

 

 Para el cálculo analítico se redujo la cantidad de tubos en un 5% (este dato 

surge de la experiencia operativa de CNE) y se extrapoló el coeficiente de 

ensuciamiento según se informa en el Anexo de este trabajo. 



 

 

46  

 Para el modelo de TRACE5 se redujo en 5% la cantidad de tubos. No se 

implementó ensuciamiento para este modelo, esto queda para tareas futuras. 

 

Los resultados se presentan en la siguiente tabla. Del mismo modo que en el caso 

anterior, aplican las mismas observaciones:  

 

 En el cálculo analítico se fijó la recirculación, el caudal del primario y el caudal de 

agua de alimentación. Por eso, para el cálculo analítico, no se calcula la 

diferencia porcentual de estos parámetros. Además, tampoco se tuvo en cuenta 

el nivel del downcomer, y la potencia del lado secundario no se la calculó.  

 No se tuvo en cuenta el salto térmico porque en el caso de EOL el agua entra 

con un título de vapor.   

    

Tabla 5: Resultados de EOL. 

Parámetro 
Cálculo del parámetro 

Comparación 
porcentual (%) 

Diseño TRACE5 
Cálculo 
analítico 

TRACE5 
Cálculo 
Analítico 

Nivel DC (m) 14,2 13,7 - 3,5 - 

Recirculación (-) 5 4,98 5 0,4 - 

Potencia Primario (MW) 516,4 516,4 523 0 1,3 

Caudal Primario (kg/s) 2064 2003 2064 3,0 - 

Caudal agua de 
alimentación (kg/s) 

258 257,5 258 0,2 - 

Potencia Secundario (MW) - 514,6 - - - 

Caudal de vapor (kg/s) 258 257,2 - 0,3 - 

 

Observando los resultados de las dos últimas tablas se observa que los resultados son 

similares a los obtenidos en [2], tanto para principio como para EOL. Por otro lado, el 

cálculo analítico presenta errores que pueden llegar al 12%. 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 



 

 

47  

 

 

 

 

 

 

 

 

 

CAPÍTULO 5  

CONCLUSIONES 
 

 

 

 

 

 

 

 

5.1. CONCLUSIONES 

En este trabajo se realizó una simulación de los nuevos GVs por medio del programa 

TRACE5. Los resultados obtenidos por medio de esta simulación (potencia transferida 

entre el primario y secundario, recirculación, caudales, etc.) son muy similares a los 

obtenidos en [2], donde se utilizó el código NUCIRC. De esto se concluye que, 

analizando los resultados del modelado en TRACE5, los nuevos GVs pueden extraer 

su potencia nominal, que corresponde a 516,6 MW. Por otro lado, los resultados del 

cálculo analítico difieren hasta 12% respecto a los de [2]. Por eso, este cálculo sirve 

como base para el modelo de TRACE5, si bien los resultados se apartan alrededor del 

12% de lo esperado, dentro de las simplificaciones realizadas son aceptables. Por 

medio de este cálculo se obtuvieron potencias del primario al secundario superiores a 

516,6 MW, lo que refuerza la hipótesis de que el GV es capaz de extraer su potencia 

nominal.  

 

Los resultados obtenidos en TRACE5 son consistentes con lo que se esperaba. En la 

Figura 10 se observó como la diferencia de temperatura entre dos celdas contiguas es 



 

 

48  

menor a medida que el agua el primario circula por el manojo de tubos. Además, con 

las condiciones iniciales tomadas se observa que el estado estacionario se alcanza en 

pocos minutos. 

 

Si bien los resultados del modelo en TRACE5 se corresponden satisfactoriamente con 

los de [2], para EOL se detectaron algunas oscilaciones en algunas variables de 

proceso, como la potencia de los GVs o el caudal del primario (Fill 400, controlado por 

potencia). Para corregir esto se puede incluir un filtro pasabajos (este tiene la función 

de suavizar los cambios en las variables controladas, dejando pasar las frecuencias 

más bajas y capturando las altas, que originan mayores oscilaciones) al control del GV 

(como ya fue mencionado antes), que, además de ser más realista, suavizaría los 

cambios en las variables tales como la potencia del GV o la recirculación. También 

pueden introducirse zonas muertas, como ya fue mencionado en el capítulo 3.    

 

La temperatura de salida para principio y fin de vida es la misma, cuando se esperaba 

que en fin de vida la temperatura sea mayor (ya que tiene título de entrada, a 

diferencia de en principio de vida). Para corregir esto se puede establecer un nuevo 

punto de operación con un nuevo control, lo cual queda para tareas futuras. Este 

caudal del primario debe ser mayor al que figura en el capítulo 4 para fin de vida. 

 

En el modelo de TRACE5 para EOL se tapó el 5% de tubos. Sin embargo, no se 

agregó ensuciamiento interior y exterior de tubos. Por eso, se plantea como siguiente 

tarea modelar este ensuciamiento con el 5% de tubos tapados. 

  



 

 

49  

5.2. REFERENCIAS 

[1]. http://www.snclavalin.com/en/point-lepreau-nuclear-generating-station 

 

[2]. Embalse Replacement Steam Generator Steady State Operating Conditions at 

Beginning of Life and End of Life. 18RF – 33111 – ASD – 001. L. Obrutsky, R. 

Lakhan, M. Yetisir, B. Lepine. 10/01/2008.  

 

[3]. Determinación de la Velocidad de Corrosión Asistida por Flujo (FAC) en Zonas 

de Cambio de Dirección en tuberías de Transporte de Hidrocarburos para el 

Acero API 5L X65 – Vela Lopez, J. E., Diaz, M., Dominguez Aguilar, M.A. Año 

2016. Instituto Politécnico Nacional, Ciudad de Méjico. 

 
[4]. Programa de Mantenimiento de los Generadores de Vapor de las Centrales de 

Agua a Presión – Vidal Capó, J., Tapia, C. 

 
[5]. Evaluación de Vida: Generadores de Vapor – Ranalli, J. M. – Luna, P. – Díaz, G. 

– Sainz, R. Revisión 0. Informe GPEV-EV-03. Junio 2006. 

 

[6]. Modelo de la CNE con RELAP5: Rotura de la línea de vapor dentro de la 

contención – Lazarte, A.I., Corzo, S.F., Schiliuk, N. Asociación Argentina de 

Tecnología Nuclear. 

 
[7]. Modelo de la CNE con RELAP5: Pérdida de refrigerante, rotura del 2,5% del 

área de un colector de entrada – Guala M.V., Lazarte, A. I., Ugarte, R. 

Asociación Argentina de Tecnología Nuclear. 

 
[8]. Página oficial de Canteach: https://canteach.candu.org/  

 
[9]. Informe Final de Seguridad – Capítulo 4: El reactor – Año 1993. 

 
[10]. Manual de diseño: Sistema de Control de Presión e Inventario del SPTC – 

Central Nuclear Embalse – DM-18-33300/633330.  

 
[11]. Informe Final de Seguridad – Capítulo 5: Sistemas de Proceso del Reactor – Año 

2015. Sablayrolles, A., Maradei, C., Schroeter, F. Documento técnico RN IFS 

CNE ITC 004. 

 
[12]. Informe Final de Seguridad – Capítulo 6: Sistemas de Seguridad – Año 1993.  

 

http://www.snclavalin.com/en/point-lepreau-nuclear-generating-station
https://canteach.candu.org/


 

 

50  

[13]. Procesos de Transferencia de calor – Donald Kern. Trigésima tercera edición, 

Compañía Editorial Continental. Año 2001. 

 

 
[14]. Desarrollo de un Modelo para Licenciamiento y Estudios de Seguridad Nuclear 

de la Central Nuclear Embalse empleando Códigos Termohidráulicos – Cavalieri, 

F. - Ramajo, D. – Schiliuk, N. – Cardona, A.  Informe 7/00. 

 
[15]. ARRG’T of Steam Generator – 18 – 33111 – 9001 – 1 – GA – Rev4. 

 
[16]. Diseño y Cálculo de Recipientes Sujetos a Presión – Estrada, J.M. Edición 2001. 

 

[17]. Los Materiales de Construcción de los Generadores de Vapor y la Química del 

Agua en las Centrales Nucleares - Rudelli, M.D. – Informe CNEA, 452. Buenos 

Aires, 1979. 

 
[18]. Conversación con personal de ARN sobre la inspección realizada en 2013. 

 
[19]. Modelado de las Vibraciones de un Arreglo de Tubos Elasticamente montados 

Inmersos en un Flujo Compresible Utilizando Adaptatividad hp – Autor: Piracés, 

J.M. – Director: Padra, C. – Co-Director: Scheble, M. Junio de 2011. División 

Mecánica Computacional, Instituto Balseiro. 

 
[20]. Heat Transfer Handbook – A. Bejan. Editorial John Wiley & Sons, Inc. Año 2003. 

 
[21]. Transferencia de calor en Ingeniería de Procesos – E. Cao. Cuarta edición, Año 

2014. Editorial La Nueva Librería. 

 
[22]. Full-Circuit Cathena Model for Embalse – Embalse Life Extension Project, 18RF-

03500-AR-005. Revisión 3. Candu Analysis Report. Rouben, D. Ross, B. 

Cormier, M. A. 

 
[23]. Inner Diameter SG Tube Cleaning with the SIVABLAST Process. Georg Kraemer 

– Christoph Stepani 

 
[24]. TRACE V5.0 User’s Manual – Volúmenes 1 y 2. Division of System Analysis. 

U.S. NRC. Año 2008. 

 
[25]. TRACE V5.0 Theory Manual. Division of System Analysis. U.S. NRC. Año 2008. 

 



 

 

51  

[26]. TRACE/FRAPTRAN analysis of Kuosheng (BWR/6) Nuclear Power Plant for the 

similar Fukushima accident – Wang, J. Lin, H. Chen, H. Yang, J. Shih, Ch. 10th 

International Topical Meeting on Nuclear Thermal Hydraulics, Operation and 

Safety (NUTHOS-10). Año 2014.   

 
[27]. Trace Modeling and It’s Verification Using Maanshan PWR Start-Up Tests - 

Wang, J. Lin, H. Cheng, Y. Shih, Ch. Annals Of Nuclear Energy. Año 2009. 

 
[28]. Página oficial de SNAP: www.snaphome.com/aptplot 

 
[29]. RELAP5/MOD3: Code Manual – Vol. 5, Rev. 1. Division of System Analysis. U.S. 

NRC. Año 1995.  

 
[30]. Página oficial de SNAP: www.snaphome.com/snap 

 
[31]. Concentration Processes ender Tubesheer Sludge Piles in Nuclear Steam 

Generators – Gonzalez, F. – Spekkens, P. Nuclear Journal of Canada. Año 1987. 

 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 



 

 

52  

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

ANEXO 
 

CÁLCULO DEL 
ENSUCIAMIENTO PARA EL 

CÁLCULO ANALÍTICO 
 

 

 

 

 

 

 

 
Como ya fue mencionado en el capítulo 2, a medida que la central nuclear opera, el 

GV se ensucia tanto del lado interno de tubos como en las paredes externas de estos 

y los internos del secundario. La suciedad se debe principalmente a depósitos de 

magnetita. Sin embargo, puede encontrarse hierro, cobre, cloruros, sulfatos, etc., ver 

referencia [31].  

 

Dado que la composición química del agua del primario se encuentra fuertemente 

controlada, del lado secundario se produce más depósito de impurezas. Sin embargo, 

las impurezas, mayoritariamente magnetita, depositadas tanto de lado primario como 

del secundario, llevan al deterioro de los tubos y otros internos del GV.  

 



 

 

53  

El agua de alimentación al GV tiene un elevado grado de pureza. Sin embargo, 

durante el proceso de ebullición las impurezas no volátiles son dejadas atrás, en las 

paredes e internos del equipo, por lo que se acumulan. Por eso, el agua de 

alimentación tiene un grado de pureza muy superior al del interior del GV.  

 

El mayor inconveniente de las impurezas es que estas se acumulan en las zonas de 

difícil acceso del agua. Cuando en una zona del GV se produce vapor, este lugar es 

rápidamente ocupado por el agua líquida. Así, las impurezas no volátiles pasan a esta 

masa de agua. Sin embargo, cuando el cambio de fase se produce en una zona de 

difícil acceso al agua, por lo que la concentración de impurezas en esa zona aumenta.       

 

Dado que a medida que transcurre la vida útil de la planta el ensuciamiento actúa 

como una resistencia térmica adicional, este debe ser considerado en el cálculo de 

transferencia térmica, ecuación (1). Dado que se acumulan impurezas en ambos lados 

del equipo, el factor de ensuciamiento se separa en Rfi para tubos y Rfo para carcasa. 

El factor 𝑅𝑓 de la ecuación (1) se calcula por medio de la siguiente ecuación: 

 

𝑅𝑓 = 𝑅𝑓𝑖
.
𝐷𝑜

𝐷𝑖
+ 𝑅𝑓𝑜

 

Para el factor de ensuciamiento en carcasa 𝑅𝑓𝑜
 se tomó un valor de 3,05.10−5 m2. °C/

𝑊. Para calcular el factor 𝑅𝑓𝑖
 se recurrió al gráfico de la referencia [23], que presenta 

valores de ensuciamiento en el interior de tubos respecto al tiempo: 

 

 
 



 

 

54  

 

 

De este se observa que al cabo de cinco años el valor máximo de ensuciamiento es de 

3,10−6 𝑚2. °𝐶/𝑊. Haciendo una extrapolación lineal a treinta años de vida útil de la 

central, el ensuciamiento resulta de 1,8.10−5 𝑚2. °𝐶/𝑊. El factor de ensuciamiento total 

se calcula con la siguiente expresión: 

 

Así, el 𝑅𝑓 resulta de 5,146.10−5 𝑚2. °𝐶/𝑊. El ensuciamiento en tubos se encuentra 

sobreestimado ya que en el cálculo se consideró que en tubos el ensuciamiento es 

3.10−6 𝑚2. °𝐶/𝑊 para los treinta años de vida útil, cuando este valor corresponde al 

último año de operación.