Transfert de masse et de chaleur dans les injecteurs ...csidoc.insa-lyon.fr/these/2004/mikasser/10_chapitre2.pdf · CHAPITRE 2 : Etude expérimentale 60 2.1 LIMITES DE FONCTIONNEMENT

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22.. CCHHAAPPIITTRREE 22 ::

EETTUUDDEE EEXXPPEERRIIMMEENNTTAALLEE

CHAPITRE 2 : Etude expérimentale

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2.1 LIMITES DE FONCTIONNEMENT DES INJECTEURS CONDENSEURS

L'IC présente la particularité spécifique de refouler un liquide à une pression supérieure aux pressions d'entrée, et ceci sans comporter de partie mobile et sans nécessiter de source d'énergie extérieure (la vapeur entrant dans le système joue le rôle de cette source). Cependant, il présente des limites qui définissent sa plage de fonctionnement.

2-1-1 DÉMARRAGE DE L'INJECTEUR L'expérience acquise lors de l'exploitation des locomotives à vapeur montra que l'amorçage est le point faible des IC. La mise en marche des IC suit toujours la même procédure : le démarrage est effectif lorsque l'on a réussi à amorcer et à maintenir le régime supersonique dans la tuyère primaire. Au préalable, il est nécessaire de « tirer au vide » dans l'injecteur non par condensation (ce qui est le cas en fonctionnement), mais par une voie différente. En effet, une condensation suffisante ne peut s'établir que si le liquide aspiré est atomisé (grande surface d'échange) : or une atomisation efficace nécessite une vitesse de vapeur importante qui n’est pas établie initialement. En fonction de la pression de la vapeur motrice P0V, le vide est crée soit en déchargeant directement à l’atmosphère, soit dans un réservoir dans lequel on a préalablement effectué un vide partiel (ce dernier cas concernant les pressions de vapeur motrices faibles, proches ou inférieures à la pression atmosphérique). L’aspiration et l’évacuation du mélange initial se font soit dans un drain situé en aval de l’injecteur, soit en implantant un drain complémentaire dans le convergent ou au col de la chambre de mélange. L'emplacement du drain dans le convergent de la chambre de mélange (figure 2-1) facilite généralement le démarrage en permettant l'évacuation du liquide en excès et en créant une dépression le plus près possible à la sortie de la tuyère primaire. Par contre sa présence introduit une perte de "charge" singulière (défaut hydrodynamique) dans l'écoulement. Le drain situé en aval du circuit (figure 2-2) élimine ce défaut hydrodynamique, mais nécessite un vide relatif plus important pour amorcer l'injecteur (perte de charge plus importante dans l’écoulement initial de la vapeur). Nous reviendrons lors de la description des essais de performances des prochains paragraphes, sur l’amorçage de l’injecteur qui nécessite une procédure de démarrage spécifique et rigoureuse.


61

Figure 2-1 : Injecteur-condenseur avec drain de démarrage dans la chambre de mélange

(1) : tuyère motrice, (2) : injecteur liquide, (3) : chambre dejmélange, (4) : diffuseur liquide, (5) : drain de démarrage (vers l’atmosphère

ou un réservoir sous vide)

(1) (2

) (1)

(3 (4) col

(5)

Injecteur Circuit aval

Vapeur

Liquid

Réservoir sous vide Atmosphère

Drain aval de

Figure 2-2 : Démarrage avec drain sur le circuit aval


62

2-1-2 TAUX D'ENTRAÎNEMENT LIMITE Le débit d'eau aspiré par la vapeur est susceptible de varier dans des proportions importantes. Cependant, le fonctionnement de l'injecteur est limité à un débit maximal et un débit minimal. En dessous du taux d'entraînement minimal Umin, la condensation est insuffisante avec une proportion de vapeur trop importante par rapport au liquide injecté. Ce phénomène engendre un écoulement instable dans la chambre de mélange qui empêche l’injecteur de fonctionner correctement. Au-dessus du taux d'entraînement maximal Umax, le débit du liquide devient trop important. On assiste à un phénomène d’engorgement au col de la chambre de mélange qui bloque le passage du fluide : le mélange s'accumule dans le convergent de la chambre, et ce qui finit par faire "décrocher" l'injecteur. Dans la littérature, on cite les travaux de Grolmes et ceux de Leone et al : [Grolmes1968], [Léone1995] qui ont montré que la plage du taux d'entraînement [Umax , Umin] vaut : 3 < U < 30. Ces valeurs sont variables selon la température d’entrée du liquide T0L et selon le rapport de contraction géométrique de la chambre de mélange Ω. On note une diminution sensible de la plage de fonctionnement lorsque ces deux paramètres augmentent. Enfin, l’expérience [Léone1995] montre qu’il existe un taux d’entraînement optimal pour le fonctionnement de l’injecteur, situé aux alentours de 10.

On rappelle que : CDM,C

LV

V

L

SSSet

MMU 11 +

== Ω

2-1-3 TEMPÉRATURE D'ENTRÉE LIQUIDE MAXIMALE Le fonctionnement de l’injecteur est particulièrement sensible à la température d’entrée du liquide T0L, avec une dégradation des performances et une réduction sensible de la plage de fonctionnement lorsque cette dernière augmente. Il est limité par une température d’entrée liquide maximale T0Lmax. Selon Grolmes cette température, pour un taux d’entraînement U et une pression d’alimentation de la vapeur P0V donnés, peut être déduite du taux de condensation R (voir paragraphe 3-1 pour plus de détail sur ce paramètre) :

( )[ ]LVsatLp

VVV

T)P(TUCPLxR

000

00

−= (2-1)

En théorie, le fonctionnement de l’injecteur est possible dès que R < 1, puisqu’il est possible de condenser totalement la vapeur à une pression au moins supérieure à celle de la vapeur à l’entrée P0V. En pratique, il faut avoir un taux de condensation nettement inférieur pour assurer le fonctionnement de l’injecteur. Les essais établis par Deberne [Deberne 2000] ont montré que l’ordre de grandeur du taux de condensation maximal Rmax vaut 0,5.

2-1-4 POSITION DE L'ONDE DE CONDENSATION L’onde de condensation est un phénomène particulièrement important dans le processus de fonctionnement de l’IC. D’une part, elle assure en grande partie la recompression finale du mélange, d’autre part, elle marque la transition d’un écoulement diphasique supersonique à un


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écoulement monophasique subsonique. On constate que cette onde est dispersée avec un état amont localisé au col de la chambre de mélange et une épaisseur qui ne dépend que de la contre-pression P4L . Lorsque cette dernière augmente, l’épaisseur de l’onde est réduite avec un « tassement » progressif vers le col de la chambre de mélange (Figure 2-3). Cependant, pour un fonctionnement stable de l’IC, il est absolument nécessaire que l’onde reste localisée dans le diffuseur. L'écoulement à l'amont de l'onde de condensation étant supersonique, une variation de la contre-pression n’a aucune influence sur le comportement amont de l’injecteur, et en particulier sur les débits de vapeur et de liquide injectés. Ainsi, toute modification de charge aval peut se réaliser à débit de mélange fixe. Cependant, on le conçoit facilement, la contre-pression ne peut être augmentée indéfiniment. Il existe une valeur limite. Cette dernière est la contre-pression maximale admissible P4Lmax , obtenue lorsque la position de l’onde de condensation est située au col de la chambre de mélange. Si la contre-pression est supérieure à cette limite, l’onde franchit le col et refoule dans la chambre de mélange : l’injecteur ne peut plus débiter, on dit qu’il « décroche ». Le décrochage entraîne l’arrêt brutal de l’appareil.

2-1-5 EXEMPLE DE PARAMÈTRES DE FONCTIONNEMENT Quand l'injecteur de Giffard a été présenté la première fois aux Etats Unis d'Amérique par William Sellers & Cie "Philadelphie", c'était un IC qui nécessitait encore de grandes améliorations. Cette société a alors rendu cet instrument autoréglable : si l'évolution d'un paramètre (P, T…) entraînait un décrochage, son redémarrage s'effectuait automatiquement.

Figure 2-3 : position de l’onde de condensation suivant la contre-pression

(a) (c)

(b)

z

Onde de condensation Contre-pression

(b)

(a)

(c)

z

Epaisseur

Col de la chambre de mélange

(a) : contre-pression maximale, (b) : contre-pression intermédiaire,


64

On présente sur les tableaux 2-1 et 2-2 quelques exemples de fonctionnement et de performances atteintes par les IC de l'époque. Les performances obtenues avec un IC au CETHIL sont données dans le tableau 2-1 à titre de comparaison. Type d'IC P0V(bar) T0V(°C) P0L(bar) T0L(°C) Mtotal(kg/s) P4Lmax(bar) U=M0V/M0L

2,0 121,0 1,35 38,0 2,15 21,5 3,0 135,0 1,45 38,0 3,45 18,0

Giffard

4,0 144,0 1,50 40,0 4,75 15,0 2,1 1,15 20,0 0,67 3,10 4,5 1,15 20,0 1,08 7,30

Sellers

7,8 1,15 20,0 1,19 11,50 6,0 157,8 23,0 1,09 5,98 9,1 6,0 158,5 23,0 1,56 7,12 12,9

CETHIL

6,0 157,8 23,0 1,71 7,80 15,4

Type d'IC P0V(bar) T0Lmax(°C) 2,0 43 3,0 45

Giffard

4,0 46 2,4 59 5,2 55 8,0 56

Sellers

10,8 53

2-1-5 DÉFINITION DES ESSAIS DE PERFORMANCES DES IC Le fonctionnement de l’IC est décrit par différents paramètres de fonctionnement et géométriques. Les paramètres de fonctionnement sont les suivants : • le titre en vapeur x0V et la pression P0V de la vapeur à l’entrée, • la température T0L du liquide à l’entrée, • la contre-pression P4L et la température T4L du liquide à la sortie, • les débits d’entrée M0V et M0L. Les débits de vapeur et de liquide sont directement liés respectivement, d'une part, à la section au col de la tuyère primaire SC,TP et à la pression vapeur amont P0V (col sonique), d'autre part, à la section de passage du liquide en amont de la chambre de mélange et aux pertes de charges dans la canalisation.

Tableau 2-1 : Exemple de performances atteintes par les IC Giffard et Sellers

Tableau 2-2 : Température maximale de l'eau d'alimentation pour les IC Giffard et Sellers


65

Les paramètres géométriques significatifs sont les suivants : • la section de passage de la vapeur à l’entrée de la chambre de mélange S1V, • la section de passage du liquide à l’entrée de la chambre de mélange S1L, • la section au col de la chambre de mélange SC,CDM. • la longueur de la chambre de mélange LCDM. Les paramètres de fonctionnements sont des grandeurs caractérisant l'état thermodynamique des deux fluides, mais sont, a priori, indépendants de la nature des fluides. Afin de fermer le problème de similitude, il faut deux grandeurs qui caractérisent la nature des fluides utilisés (jusqu’à présent, nous avons implicitement supposé qu’il s’agissait d’eau liquide et de vapeur d'eau). Nous choisirons les grandeurs thermophysiques suivantes : • LV(P0V) chaleur latente à la pression P0V, • Cp0L capacité thermique massique de l’eau liquide à pression constante. L'étude expérimentale complète d'un IC consiste à déterminer la loi de fonctionnement qui lie la contre-pression P4L aux autres paramètres, soit symboliquement : ( ) )Cp;PL;L;S;S;S;M;M;T;T;P;x(FP LVVCDMCDM,CLVLVLLVVL 00110040004 = (2-2) Le nombre de grandeurs indépendantes qu’il faut a priori faire varier est au nombre de 12, ce qui est important. Il est donc intéressant de réduire le problème. Si l’on ne s’intéresse qu’à la contre-pression maximale P4Lmax, la connaissance de la température de sortie T4L devient inutile, car P4Lmax n’est fonction que des conditions amont de l’injecteur (l'IC fonctionne en boucle ouverte). Ce choix supprime donc un degré de liberté au problème, sans vraiment le restreindre car l’expérience montre que le fonctionnement est possible tant que P4L < P4Lmax. ( ) )Cp;PL;L;S;S;S;M;M;T;P;x(FP LVVCDMCDM,CLVLVLVVmaxL 0011000004 = (2-3) Cette loi peut à nouveau être réduite en appliquant le principe de l’analyse dimensionnelle. En considérant les 4 dimensions physiques [kg], [m], [s] et [K], le théorème de Vaschy-Buckingham permet de construire (11 – 4) + 1 = 8 nombres adimensionnels : x0V Titre en vapeur (2-4)

V

L

MMU

0

0= Taux d'entraînement (2-5)

LL

VV

TUCp)P(LxR

00

00= Taux de condensation (2-6)

V

maxLmax P

P

0

4=β Taux de compression (2-7)


66

LLL

LV

MTCpSP

000

101 =Π (2-8)

LV

V

SSS

11

11 +

=α Taux de vide à l’entrée de la chambre de mélange

(2-9)

CDM,CCDM,C

LV

SS

SSS 111 =

+=Ω Rapport de contraction géométrique de la chambre de

mélange (2-10)

CDM,C

CDM

SL

=2Π (2-11)

Le titre en vapeur x0V est constant dans la plupart des applications avec une valeur proche de l'unité (x0V = 1 ; vapeur saturée à l’entrée), si bien que nous n’étudierons pas la sensibilité à ce paramètre.

Le taux de condensation est parfois remplacé par un autre groupe adimensionnel, physiquement plus pertinent, défini par Grolmes [Grolmes1968] en remplaçant T0L par la différence de température (Tsat(P0V) – T0L) :

( )LVsatL

VV

T)P(TUCp)P(LxR

000

00

−= (2-12)

Le numérateur de ce nombre représente la quantité de chaleur contenue dans la vapeur par rapport au liquide saturé, le dénominateur représente le « potentiel » de condensation ou degré de sous-refroidissement. Le paramètre Π1 qui est le rapport d'un nombre d’Euler sur la racine carrée d'un nombre d’Eckert est une mesure de l’énergie potentielle de la vapeur comparée à l’énergie interne du liquide. Le paramètre α1 représente le taux de vide (i.e. volume occupé par la vapeur rapporté au volume géométrique total) initial dans la chambre de mélange et imposé par la géométrie du système. Enfin les paramètres géométriques Ω et Π2 sont représentatifs respectivement de la contraction et de l’allongement de la chambre de mélange. L'étude expérimentale d'un IC consiste à déterminer la loi de fonctionnement qui lie ces 7 nombres, ainsi que leurs limites (pour les paramètres non géométriques) :

);;;;;( 211max ΠΩΠ= αϕβ RU Loi de fonctionnement (2-13)


67

( )( )

( )⎪⎩

⎪⎨

⎧

=Π

Π=

Π=

Π ...;;;...;;;...;;;

1maxmin,1

11maxmin,

11maxmin,

1αϕ

αϕαϕ

RUURRU

R

U

Limites de fonctionnement (2-14)

• Détermination de la contre-pression maximale P4Lmax en fonction de U, P0V et T0L et des

limites de fonctionnement [Umin , Umax], T0Lmax et [P0Vmin ,P0Vmax]. Dans un premier temps, on règle les conditions amont du mode de fonctionnement requis (M0L, P0V, T0L). Ce réglage se fait généralement à charge faible (P4L = P0L ). Dans un second temps, la contre-pression P4L est augmentée progressivement jusqu'à sa valeur maximale, correspondant au décrochage de l'injecteur (figure 2-4, flèches verticales). Cet essai est répété sur la totalité des modes de fonctionnement que l’on souhaite étudier. La mesure de la contre-pression maximale est prise à la « volée » compte tenu de la rapidité du phénomène de décrochage ; en conséquence, il est impossible d'estimer la part d'erreur aléatoire de cette grandeur. Ce qui explique en partie la dispersion importante que l’on constate dans les valeurs de contre-pression. La détermination de la plage de fonctionnement [Umin ; Umax] est réalisée en fixant la contre-pression à sa valeur minimale (P4L = P0L). Le débit du liquide est augmenté ou diminué jusqu'au décrochage de l'injecteur (figure 2-6, flèches horizontales). Cet essai est répété pour plusieurs pression de vapeur P0V et de température de liquide T0L. Enfin, les mesures de la température d’entrée du liquide maximale T0Lmax (figure 2-5) et des pressions d’alimentation en vapeur P0Vmin et P0Vmax sont déterminées suivant des procédures équivalentes. On souligne que l'ensemble de ces essais est relativement long à réaliser. En effet, il est nécessaire d'atteindre le point de décrochage de l'injecteur et surtout de procéder au démarrage de l'installation pour chaque mode de fonctionnement étudié.

U

P4

P4L =

P4Lmax

P4Lmax

(P0V ;T0L)

(P0V ;T0L)

Figure 2-4 : Détermination de la contre-pression maximale en fonction de (U ; P0V ; T0L)

U

T0

(P4L= P0L ; T0L)2

(P4L= P0L ; P0V)1

T0Lmax

Figure 2-5 : Détermination de la température liquide maximale en fonction de (U ; P0V)


68

2.2 DIMENSIONNEMENT DES MINI INJECTEURS CONDENSEURS

2-2-1 INTRODUCTION SUR LES PRINCIPALES GRANDEURS GÉOMÉTRIQUES DES IC La diversité des configurations des injecteurs condenseurs (qui varie selon le mode d'injection utilisé et selon le constructeur…) fait qu'il est délicat de trouver une caractérisation précise et universelle permettant de les définir géométriquement. Cependant, en dehors des détails de construction, l'ensemble de la bibliographie fait apparaître les grandeurs géométriques principales suivantes : • TP,CS : section au col de la tuyère primaire. C'est un paramètre dimensionnant pour l'IC,

car il détermine le débit de vapeur M0V pour une pression d'alimentation de vapeur P0V donnée ;

• VS1 : section de sortie de la tuyère primaire. Cette grandeur fixe le taux de détente dans la

tuyère primaire ( )VV P/P 01=δ et par conséquent, elle fixe la pression et la vitesse de la vapeur que l'on souhaite obtenir à l'entrée de la chambre de mélange ;

• LS1 : section d'injection du liquide. Cette section fixe le débit de liquide injecté M0L pour

une pression d'alimentation de liquide P0L donnée (en tenant compte des pertes de charge dans le circuit d'alimentation du liquide et de la pression à l'entrée de la chambre de mélange) ;

• CDM,CS : section au col de la chambre de mélange. Ce paramètre est particulièrement

important pour la contre pression maximale que l'on souhaite obtenir en sortie de l'IC ; • DFS : section de sortie du diffuseur. Elle est déterminée de manière à obtenir en sortie de

l'IC une vitesse d'écoulement du liquide du même ordre de grandeur que la vitesse de circulation d'un liquide en conduite industrielle ;

• CDML : longueur de la chambre de mélange. Cette longueur doit être suffisante pour que

l'ensemble des transferts ait le temps de s'opérer dans la chambre de mélange. Cependant, elle ne doit pas être trop importante pour éviter de créer beaucoup d'irréversibilités liées aux frottements.

Le but de ce chapitre est la mise au point d'un IC de petite taille et la détermination de ses performances. Il faut alors effectuer un dimensionnement précis en vue de la fabrication d'un prototype. Deux configurations d'alimentation du système en fluides sont prévues : • le premier est à injection de vapeur centrale, • le deuxième est à injection de liquide centrale. Les paramètres inconnus (grandeurs géométriques) pour procéder au dimensionnement du système sont fixés conformément aux valeurs, aux rapports et aux relations préconisés dans la


69

littérature. Cependant, les règles de construction diffèrent beaucoup d'un injecteur à l'autre. A titre d'exemple, on présente les règles préconisées par GIFFARD (l’inventeur de cet appareil) lors de la construction de son IC (figure 2-6). Les dimensions indiquées par Giffard sont valables pour un appareil capable de refouler à une pression légèrement supérieure à celle de l'alimentation en vapeur. Il indique cependant que le rapport D1V/DC,CDM a une influence très importante sur la pression de refoulement. Le diamètre DC,CDM du col de la chambre de mélange est déterminé par la formule empirique (2-15) fonction du débit de mélange que l'on souhaite faire passer dans l'IC. Cette cote sert ensuite de référence aux autres dimensions qui sont établies dans les proportions reproduites dans le tableau 2-3. VCDM,CL PDM 0

24 28= (2-15)

D1V/DC,CDM D1L/DC,CDM D3/DC,CDM LCDM/DC,CDM LDF/DC,CDM

1,4 2,2 3 10 20

2-2-2 PRÉDIMENSIONNEMENT DES IC À VAPEUR CENTRALE Afin de déterminer les dimensions géométriques, on se base initialement sur les valeurs préconisées dans la littérature. Les résultats ainsi trouvés, sont confrontés à ceux donnés par la modélisation (0D) globale de l'IC (chapitre 3), ce qui permet de déterminer définitivement ces dimensions en se gardant une marge de sécurité et la possibilité de réglage. Ceci nécessite le découpage de l'IC en 4 parties (la tuyère primaire, l'alimentation en liquide, la chambre de mélange et le diffuseur). Tuyère primaire

Tableau 2-3 : Détermination des cotes principales de l'IC de Giffard

Figure 2-6 : Cotes principales de l'injecteur Giffard

D1v

D1L

D2

D3

LDF LCDM

Liquide

Vapeur

0V 1V

1L


70

La tuyère primaire sert à détendre la vapeur motrice et à augmenter sa vitesse en sortie. Le taux de détente est tel que la vapeur est sonique au col et supersonique dans la divergent. En effet, cette tuyère convertit l'enthalpie de la vapeur en énergie cinétique. Les hypothèses adoptées pour établir un prédimensionnement de cette tuyère sont les suivantes : • le titre de la vapeur à l'entrée de la tuyère est égal à x0V = 1 ; • la pression de la vapeur en entrée vaut P0V = 4 bar ; • la vapeur est assimilé à un gaz parfait, le coefficient isentropique vaut γ = 1,31 ; • les travaux antérieurs [Deberne 2000] suggèrent un taux d'entraînement optimal U = 12 • le coefficient polytropique pour la partie divergente de la tuyère primaire est égal à

k = 1,12 (paragraphe 3-1-6) ; • l'écoulement est horizontal : la variation d'énergie potentielle est négligée. Sur la figure 2-7 on a noté les différents paramètres géométriques caractérisant la tuyère motrice. L'ensemble des hypothèses adoptées conduit à déterminer la section du col de la tuyère à partir du débit massique de la vapeur qui n'est autre que le débit critique :

( )

TP,CVVV SPM12

1

000 12 −

+

⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛+

=γ

γ

γγρ (2-16)

Afin de déterminer la longueur du convergent, il suffit de respecter les sections de passage pour obtenir les conditions de fonctionnement imposées. Théoriquement les longueurs peuvent être choisies arbitrairement, mais pratiquement les valeurs d'angles sont choisies de telle façon à limiter les irréversibilités. Ainsi, on prend : TP,CV DD 30 = (2-17)

M0v P0v x0v

D0v βCV,TP βDV,TP

DC,TP D1v

e

LCV,TP LDV,TP

Figure 2-7 : Schéma de la tuyère primaire de la vapeur


71

TP,CTP,CV D,L 31= (2-18) On rappelle que pour une première approche, à l'entrée de la chambre de mélange les pressions de la vapeur et du liquide sont égales. Cette pression liquide, à son tour, est estimée être égale à la pression de saturation correspondant à la température d'entrée du liquide (1-24). Le taux de détente de la tuyère s'exprime par :

V

VTP P

P

0

1=δ (2-19)

La détente étant polytropique, les équations de Poisson sont vérifiées :

V

kTPV

Vk

k

TPV TT

01

0

1

1

ρδρ

δ−

−

=

= (2-20)

Le bilan énergétique de la tuyère donne :

VVVVV huhuh 0200

211 2

121

≅+=+ (2-21)

d'où : ( )VVV hhu 101 2 −= (2-22) L'équation d'état donne : ( )ρ,Phh = (2-23) Comme le débit, la masse volumique et la vitesse sont déterminées, la seule inconnue reste la section à la sortie de la tuyère :

VV

VV u

MS11

01 ρ

= (2-24)

Afin de limiter les irréversibilités, on choisit, par exemple, βDV,TP=5°. La longueur du divergent de la tuyère s'exprime par :

TP,DV

TP,CVTP,DV tan

DDL

β21 −

= (2-25)

Alimentation en eau liquide L'eau liquide est aspirée du réservoir jusqu'au point d'injection 1L (figure 2-6). L'écoulement est annulaire car l'IC est à injection de vapeur centrale. Les sections de passage étant faibles, il sera tenu compte des pertes de charge. Cependant, il faudra veiller lors du montage à maintenir celles-ci les plus faibles possibles.


72

On suppose que les pertes de charge régulières sont négligeables par rapport aux pertes de charge singulières liées au rétrécissement brusque (figure 2-6). Etant donné que l'on ne dispose d'aucune corrélation pour déterminer le coefficient de pertes de charge dans le cas d'un rétrécissement brusque débouchant sur une section annulaire, les pertes de charge seront assimilées à celles engendrées par un diaphragme à bords biseautés séparant deux volumes [Idel'cyk1960]. Les caractéristiques géométriques retenues pour cette évaluation sont : • le volume aval est cylindrique, de section de passage égale à celle de l'entrée de la

chambre de mélange S1(L+V), • le diaphragme a une ouverture de section S1L. L'équation de Bernoulli permet de mettre en évidence les pertes de charge. Le diamètre correspondant à celui de l'alimentation en eau, étant fixé, est traversé par le débit liquide M0L étant connu (M1L = M0L), Le système à résoudre est le suivant :

⎪⎩

⎪⎨

⎧

=

++=+

LLLL

LLLLL

SuMg

ug

ug

Pg

ug

P

111

21

211

200

222ρ

ξρρ (2-26)

L'eau liquide contenue dans le réservoir est à 1 bar. On considère que l'ensemble des hypothèses suivantes est vérifié : • la vitesse dans le réservoir u0L est négligeable devant u1L (u0L<<u1L), • la pression liquide et vapeur sont supposées égales à l'entrée de la chambre de mélange

P1L=P1V, • la masse volumique liquide ne change pas dans la canalisation LL 10 ρρ = . Le système (2-26) est constitué de deux équations et trois inconnues (u1L, S1L, ξ). Il est résolu avec une méthode itérative en se servant des relations permettant de déterminer les coefficients de pertes de charge qu'on trouve, par exemple, dans [Idel'cyk1960].

( ) 710 ,i ==ξInitialisation :

Algorithme :

Critère de convergence :

( ) ( )( )

( ) ( )

( ) ( ) ( ) ( ) ( )( )∆ξπυ

ρ

ρξ

,Ref;SuRe

uMS

uPPu

iii

L

L

iLi

iLL

LiL

LLL

ii

L

111

1

1

111

111

11

20

1011

4

21

1

++++

+

++

+

==

=

⎥⎦

⎤⎢⎣

⎡+

−+

=

( ) ( )( )

41

10−+

<−

= i

ii

ξξξε


73

où : Re : le nombre de Reynolds, υ : la viscosité cinématique, ∆ : rugosité relative des parois. Tuyère principale La deuxième tuyère convergente divergente constitue l'assemblage en série de la chambre de mélange et du diffuseur. La chambre de mélange est le lieu d'un écoulement diphasique liquide/vapeur qui, du fait de la condensation directe de la vapeur sur le liquide, devient totalement liquide au col. Par conséquent, une modélisation simple et facile de la chambre de mélange est impossible. La forme d'une tuyère n'est absolument pas imposée par la théorie. En pratique, il faut faire en sorte que les irréversibilités soient minimisées. On donne alors souvent les caractéristiques portées sur la figure 2-8. Le reste des dimensions géométriques de la figure 2-8 est déterminé à partir des rapports préconisés par Deberne [Deberne2000] (tableau 2-4).

Rapport de section

511 >+

=CDM,C

VL

SSSΩ

pour vaincre les pertes de charge

2511 <+

=CDM,C

VL

SSSΩ

pour assurer l'amorçage

51 >=CDM,C

V

SSω

Tableau 2-4 : Valeurs géométriques de la chambre de mélange

S1(L+v)= 3SC,CDM

SC,CD

M

βCV,CDM βDV,CDM=3 à 7°

LCV,CDM= 1,3SC,CDM

LC,CDM LDV,CDM

Figure 2-8 : Schéma de la chambre de mélange et du diffuseur


74

2-2-4 VÉRIFICATION DU FONCTIONNEMENT DE L'IC AVEC LES VALEURS ESTIMEES Le modèle de fonctionnement d'un IC à partir de sa géométrie, des pertes de charge, et des conditions de pression et de température en entrée présenté au paragraphe 3-1 est un modèle 0D à injection de liquide centrale. Dans le cas de la maquette étudiée ici, le mode d'injection du liquide est annulaire. Le passage d'une géométrie à une autre est possible dans le programme de résolution numérique du modèle 0D. Il suffit de déterminer la géométrie équivalente en conservant les sections de passage des fluides et les longueurs. Pour vérifier le dimensionnement de la tuyère principale à partir de ce modèle les conditions d'entrée des fluides sont celles données dans le tableau 2-5.

P0V (bar) T0V (°C) x0V (-) P0L (bar) T0L (°C) 4 143 1 1 20

Avec ces valeurs et les dimensions de la tuyère principale estimées ci-dessus, les résultats du calcul fait à l'aide du modèle 0D sont donnés dans le tableau 2-6.

U M0V (kg/s) M0L (kg/s) P4L/P0V (-) 11,5 5,07 10-4 5,83 10-3 1,13

Les valeurs trouvées notamment pour le taux d'entraînement et pour le taux de compression sont conformes à l'objectif fixé et confirment ainsi les dimensions géométriques choisies. En outre, une étude paramétrique faite en simulation, montre que le fonctionnement de l'IC est très sensible aux dimensions géométriques. Par conséquent, une précision importante est requise pour la fabrication de l'IC. Malgré cela, la construction de l'appareil permet de modifier certains paramètres géométriques grâce à une canne mobile sur laquelle est fixée la tuyère primaire. En définitive l'ensemble des deux tuyères et leur positionnement relatif sont présentés, avec leurs dimensions sur la figure 2-9.

Tableau 2-5 : Conditions d'entrée des fluides dans l'IC

Tableau 2-6 : Récapitulatif des résultats obtenus par le modèle 0D


75

2-2-5 PRÉDIMENSIONNEMENT DE L'IC À JET DE LIQUIDE CENTRAL Afin de minimiser les recherches de dimensionnement de ce nouveau dispositif, le corps externe de l'IC à injection de vapeur centrale a été conservé pour l'IC à injection de liquide centrale (figure 2-10). Les diverses sections caractéristiques du premier IC ont aussi été conservées.

3mm 1mm 1,84mm

0,83mm

5mm

6,3° 10°

1,3mm 5,38mm 11mm 2,92mm 11,65mm

Figure 2-9 : Schéma du dimensionnement de l'IC à jet de vapeur central

AVANT : IC - vapeur centrale

Légende : vapeur liquide

Figure 2- 10: Passage de l'IC à jet de vapeur central à celui de liquide central

APRES : IC - liquide central


76

Ainsi, seule la forme de la partie centrale mobile a été modifiée pour ne comporter en son centre qu'une canalisation cylindrique pour l'alimentation en liquide et former avec le corps externe une tuyère convergente divergente pour l'alimentation en vapeur. Il convient de noter que dans cette nouvelle géométrie le positionnement de la partie mobile à une influence simultanée sur les sections SC,TP et S1V et donc sur les paramètres α et Ω. De ce fait, l'ensemble du système perd un degré de liberté par rapport au cas de l'IC à injection centrale de vapeur. Les valeurs retenues pour les dimensions caractéristiques de cet IC font l'objet de la figure 2-11.

2-2-6 CONCLUSION L'établissement du prédimensionnement de l'IC à jet de vapeur central a facilité le dimensionnement de l'IC à jet de liquide central. En effet, les mêmes dimensions de la chambre de mélange sont gardées et ce sont les dimensions de la tuyère primaire et de l'alimentation en liquide et leurs emplacements qui changent. La modification des longueurs des différentes parties de l'IC influe peu sur ses conditions de fonctionnement. En revanche, un léger changement des sections de passage des fluides peut conduire à l'absence de fonctionnement du système. Ainsi, il apparaît important que la fabrication du prototype soit soignée.

Figure 2-11 : Schéma du dimensionnement théorique de l'IC à jet de liquide central

1,03mm 3,14mm

0,83mm

5mm

6,3° 10°

0,08mm0,35mm

9,6°15,9°


77

2.3 ESSAIS DE PERFORMANCES DES MINI INJECTEURS CONDENSEURS

L'assemblage des différentes pièces qui constituent l'IC est réalisé selon le plan de la figure 2-12. La fabrication des prototypes est faite par électroérosion. Il est à noter que la géométrie des pièces nécessite un usinage en deux parties, ce qui sera à l'origine de problèmes ultérieurs d'étanchéité, étant donné que l'étanchéité parfaite du système est une condition nécessaire pour son démarrage. Pour tester pratiquement les performances des IC nous avons fait réaliser une série de pièces permettant de faire varier des paramètres importants tels que α et Ω… Il est à noter que pour ces essais de performances d'IC de petite taille, nous nous sommes

fixés de les faire fonctionner avec des taux de compression V

L

PP

0

4 proche de l’unité. L’objectif

n’étant pas de chercher la pression maximale de refoulement, ces résultats expérimentaux ne nous serviront pas de références pour valider nos résultats numériques présentés dans le chapitre 3.

Figure 2-12 : Dessins des IC fabriqués au CETHIL (exemple d'injection centrale de liquide)

1 2 3

liquide

vapeu purge

soupape

pré-l

col


78

On précise que l'objectif final est d'insérer l'IC dans un banc d'essai fonctionnant à boucle fermée, c'est à dire que le liquide obtenu en sortie devra être injecté dans le générateur de vapeur et l'eau proviendra d'une réserve annexe. Cependant, on se contentera dans ce travail expérimental d'étudier l'IC en mode boucle ouverte, c'est à dire que le liquide provient d'un réservoir extérieur de liquide, la vapeur provient des générateurs de vapeur et le liquide récupéré en sortie est directement évacué à l'égout. Le réservoir d’alimentation liquide sera placé en hauteur par rapport à l’IC (on procédera à la même manière du constructeur Cary Locomotive Works concernant les flooding injector).

2-3-1 DESCRIPTION DU BANC D'ESSAIS Les essais ont été réalisés sur trois injecteurs condenseurs (axysimétriques) dont : • l'injecteur prototype à injection centrale de liquide que nous avons conçu ; • l'injecteur prototype à injection centrale de vapeur que nous avons conçu ; • l'injecteur prototype à injection centrale de vapeur acheté. Le banc d'essais sur lequel sont testés ces IC est décrit sur la figure 2-13. Des photographies sont données en annexe 1-1. Pour assurer le bon fonctionnement des IC, il faut les alimenter en eau liquide déminéralisée et en vapeur résultante de la vaporisation d'eau déminéralisée. L'utilisation d'eau déminéralisée permet d'éviter des dépôts calcaires sur les parois de la chambre de mélange et dans la tuyère primaire qui sont de très petite taille. Cependant, compte tenu des vitesses importantes dans la tuyère primaire les dépôts ne peuvent exister dans cette tuyère.

Figure 2-13 : Schéma descriptif du banc d'essais

IC

ASSEMBLAGE DE

GENERATEURSDE VAPEUR

Réservoir d'alimentation en

Purge

Vanne 1

Vanne 2

Vanne P1

T3 P4

P3

T2P2

T1

Vanne

M1


79

L'alimentation de l'IC en eau liquide déminéralisée est assurée par un réservoir surélevé d'une hauteur H par rapport à l'IC. Le débit total d'eau est mesuré par l'intermédiaire d'une balance de grande précision, placée sous le bêcher situé en sortie de l'IC. La connaissance de ce débit, des températures de la vapeur, de l'eau en entrée et du liquide en sortie permettent de déterminer par bilans enthalpiques le taux d'entraînement et les débits de vapeur et liquide en entrée de l'IC. L'alimentation en vapeur de l'IC est assurée par un ensemble de générateurs montés en série et d'une puissance thermique maximale de 1 kW environ. La pression d'alimentation au niveau de l'injecteur est réglée par la vanne 1. Le surplus de vapeur introduite lors du démarrage est évacué par la purge. La contre pression de l'injecteur est ajustée grâce à la vanne 2 qui lamine le liquide jusqu'à la pression désirée.

2-3-1-1 Instrumentation Le banc d'essais contient un certain nombre de capteurs pression et température : Capteurs de température • température d'entrée d'eau T1 • température d'entrée vapeur T2 • température de sortie du liquide T3 Capteurs de pression • pression d'entrée eau P1 • pression d'entrée vapeur P2 • pression vers l'entrée de la chambre de mélange P3 • pression vers le col de la chambre de mélange P4 • pression de sortie du liquide P5 Pressions statiques Les pressions sont mesurées avec des capteurs piézorésistifs KELLER type PR-235. Leur disposition sur la boucle sont montrées sur la figure 2-13 et leurs caractéristiques sont données dans le tableau 2-7. Les capteurs de pression jouent deux rôles simultanés : • mesurer les pressions relatives dans le circuit et conclure sur le fonctionnement de l'IC ; • évaluer les pertes de charge engendrées par les différents instruments de réglage (vannes,

clapets).


80

Repère Type Echelle (bar) Erreur systématique (mbar)

P1 Relatif (-1) - (+2) 1,1 P2 Relatif (0) - (+6) 2,3 P3 Relatif (-1) - (+1) 0,8 P4 Relatif (0) - (5) 1,9

Températures Les températures sont mesurées avec des thermocouples de type K. Leurs caractéristiques sont détaillées dans le tableau 2-8. La résolution de l'enregistreur est de 0,05 K. Les thermocouples permettent de suivre l'évolution des températures et de connaître la phase du fluide (monophasique ou diphasique) en sortie du générateur de vapeur.

Repère Type Erreur systématique (°C) T1 K 0,21 T2 K 0,22 T3 K 0,21

Débits La balance qui sert essentiellement à déterminer les débits et à vérifier le taux d'entraînement a ses caractéristiques indiqués dans le tableau 2-9.

Repère Type Echelle (kg) Erreur systématique (g) M1 METTLER PJ6000 0 - 6 0,1

L'acquisition des données se fait sur un enregistreur analogique/numérique SIEMENS MULTIREG C1732 avec une période d’échantillonnage minimale de 1,5 s. Dans les tableaux 2-7 et 2-8 sont données les erreurs systématiques de chaque capteur. Elles tiennent compte de la chaîne complète de mesure (capteur + transmetteur du système d'acquisition).

2-3-1-2 Procédure de démarrage Le démarrage (ou amorçage) des injecteurs est une opération délicate. La procédure qui nous est apparue la plus fiable au cours des différents essais est la suivante :

Tableau 2-7 : Caractéristiques des capteurs de pression sur la boucle

Tableau 2-8 : Caractéristiques des capteurs de température sur la boucle

Tableau 2-9 : Caractéristiques de la balance


81

1) les vannes d'alimentation en vapeur et en liquide sont fermées. La vanne du drain de démarrage (figure 2-13, (vanne 4) ) est en pleine ouverture ;

2) ouverture en plein de la vanne 3 d'alimentation en liquide. La vanne 2 de contre-pression en pleine ouverture (contre-pression minimale) ;

3) ouverture progressive de l'alimentation en vapeur (vanne 1) jusqu'à l'amorçage de l'injecteur. Tant que l'injecteur n'est pas amorcé, la vanne 4 reste ouverte. L’amorçage de l’injecteur correspond à un bruit caractéristique propre aux écoulements diphasiques à haute vitesse (bruit de gravier raclant une tuyauterie) ;

4) fermeture de la vanne 4 ; 5) montée progressive de la contre-pression par réduction de l'ouverture de la vanne 2 de

contre-pression.

Cette procédure est celle utilisée par la plupart des auteurs.

2-3-2 L'IC "LIVE STEAM POWERMODELS" Outre l'IC conçu est réalisé au CETHIL, un IC du commerce a été testé. Il s'agit d'un système fabriqué par la société anglaise Live Steam Powermodels. C'est un IC de type vapeur centrale (figure 2-14), et qui a les caractéristiques suivantes : • débit total au refoulement : 22 oz/min (soit 616 g/min) sous 7 bar, • diamètre du col de la tuyère vapeur : 1,2 mm, • diamètre du col de la chambre de mélange : 0,7 mm. Figure 2-14 : Photographie de l'IC du fabricant Live Steam Power Models


82

Pour plus d'informations sur les IC de petite taille trouvés dans le commerce, le lecteur pourra consulter l'annexe 1-2. Recherche de la contre pression maximale On fixe la pression d'alimentation en vapeur à 4 bar. Dès que le démarrage a lieu, on augmente progressivement la contre pression en sortie jusqu'au décrochage. On constate que le débit de sortie d'eau reste constant à 430 g/min. L'augmentation de la pression de sortie s'accompagne d'une diminution de la dépression dans la chambre de mélange. Le décrochage a lieu pour une pression de sortie d'environ 5,15 bar, ce qui correspond à un taux de compression de 1,3 pour un taux d'entraînement égal à 9 (tableau 2-10) :

T1 (°C)

T2 (°C)

T3 (°C)

P2 (bar)

P3 (bar) P4 (bar) Débit à la sortie (g/min)

22,1 146,1 81,6 4,05 0,62 3,54 430 22,1 147,9 84,3 4,28 0,67 4,12 - 22,2 147,9 85,1 4,3 0,85 4,9 432

Détermination de la température maximale d'entrée d'eau On fixe la pression d'alimentation en vapeur à 4 bar. Après le démarrage, on réalise un circuit fermé : on renvoie le mélange en sortie de l'IC (eau liquide chaude) dans le réservoir d'alimentation en eau. Sa température augmente progressivement jusqu'à ce que l'eau introduite ne soit plus suffisamment froide pour condenser la vapeur et que l'appareil décroche. Le décrochage s'effectue à une température du liquide à l'entrée égale à 42,6 °C. Recherche du débit minimum d'entrée d'eau On régule le débit d'eau par la vanne d'arrivée d'eau. La contre pression est fixée à 110% de la pression de la vapeur d'entrée, et on maintient un débit de vapeur constant. La connaissance de la température de sortie du mélange permet de calculer l'évolution du débit d'eau par bilan enthalpique. On diminue ainsi le débit du liquide jusqu'au décrochage. A chaque point, on réajuste la contre pression à 110% de la pression de la vapeur d'entrée. On obtient un débit de mélange égal à 400 g/min qui correspond à un taux d'entraînement de 8,25 pour cet essai et un débit de liquide de 356,8 g/min. Détermination de l'influence du débit sur le taux de compression Après le démarrage de l'appareil, on ouvre la vanne sur le circuit d'eau de manière à avoir des débits d'eau importants. Ensuite, ce débit étant constant on augmente la contre pression jusqu'au décrochage, tout en relevant le taux d'entraînement correspondant. Les résultats font l'objet de la figure 2-15. On note que la pression maximale de sortie est toujours supérieure à la pression d'entrée de la vapeur et qu'un taux de compression supérieur à 1 est toujours assuré. On remarque aussi que pour un taux d'entraînement voisin de 10, la pression maximale en sortie atteint son

Tableau 2-10 : Quelques points intermédiaires relevés pour différentes pressions de sortie


83

maximum, valeur optimale confirmée par tous les auteurs qui se sont intéressés aux performances des IC de taille classique. Ces essais ont montré que cet IC de petite taille fonctionne convenablement sans avoir beaucoup de problèmes pour le démarrage. En effet, nous avons obtenu sur une large gamme de débits d'eau (donc de taux d'entraînement) des taux de compression supérieurs à 1,1. Concernant les limites de fonctionnement, on a noté que la température d'entrée d'eau doit rester inférieure à 42 °C et que le taux d'entraînement doit rester compris entre 8,5 et 15. Cependant, il est à noter que cet injecteur condenseur a été dimensionné pour fonctionner à 7 bar d'après le fabricant, et que nous ne l'avons testé que pour des pressions d'entrée de 4 bar.

2-3-3 L'IC À INJECTION DE LIQUIDE CENTRALE Cet IC est conçu de manière à pouvoir changer assez rapidement de configuration. En effet, il se compose de trois pièces qui sont facilement démontables : • la canne d'injection d'eau liquide, • la chambre de mélange, • le divergent. Ces différentes pièces (tableau 2-11) ont été dimensionnées de façon à avoir des tailles extérieures toutes compatibles avec le même corps : tous les divergents ont les mêmes diamètres et longueurs extérieurs et les chambres de mélange sont à leur tour toutes percées à la même côte pour que le trou du trop plein soit toujours au bon emplacement. Par contre, les longueurs des chambres de mélange ne sont pas toutes identiques mais cela ne modifie que la

4.2

4.4

4.6

4.8

5

5.2

5.4

5.6

8 9 10 11 12 13 14 15

Taux d'entraînement

P4L max (bar)

Figure 2-15 : Etude de l'influence du taux d'entraînement sur la contre pression maximale


84

pénétration dans le cône d'entrée du divergent (figure 2-16). Ainsi pour changer de configuration, il suffit de changer la ou les pièces considérées en utilisant le tableau 2-11. Toutes les configurations ont été dimensionnées pour un débit de 100 g/min de vapeur et un taux d'entraînement de 10, soit un débit d'eau liquide de 1000 g/min.

n° de la canne d'injection

angle de la canne

n° de la CDM

Ω = S1/SC,CDM n° du divergent

angle du divergent

config 1 2 12° 2 1,250 6 3° config 2 2 12° 2 1,250 5 5° config 3 2 12° 4 1,260 4 5° config 4 2 12° 4 1,260 1 3° config 5 1 8,7° 1 1,260 7 3° config 6 1 8,7° 1 1,260 8 5° config 7 1 8,7° 3 1,262 2 3° config 8 1 8,7° 3 1,262 3 5°

Le canne d'injection d'eau (figure 2-12, (1)) comprend une partie cylindrique percée de quatre rainures pour l'alimentation en eau de la conduite centrale et une partie convergente afin que la vapeur possède une section de passage. Il possède également une partie taraudée qui le lie au corps du système, et par laquelle on peut régler la section du col de la tuyère primaire. Ainsi, on peut agir sur le taux d'entraînement puisque le débit de la vapeur est lui aussi réglé. L'étanchéité du système est assurée par des joints toriques. Cette étanchéité est importante, car toute introduction d'air (chambre de mélange en dépression) entraîne un décrochage de l'IC ou empêche son démarrage.

Tableau 2-11 : Les différentes configurations des essais à injection centrale de liquide

Figure 2-16 : L'IC à injection centrale de liquide

vapeur

liquide

vapeur

trop l i

tuyère primaire

corps de l'IC


85

Minimisation des pertes de charge Les essais se déroulent comme précédemment, cependant le débit pour lequel les IC ont été dimensionnés (100 g/min de vapeur) est supérieur à celui utilisé au cours des essais. La vanne installée sur le circuit de la vapeur (figure 2-13, (1)) n'engendre pratiquement pas de pertes de charge à pleine ouverture (0,1 bar environ). Les débits d'eau de liquide ont été mesurés sur le système comprenant la pièce (1) de la figure 2-12 uniquement afin d'estimer où se situent les pertes de charge. La vanne d'arrivée d'eau (figure 2-13, (3)), trop limitante, a été enlevée. Certes, on ne peut plus régler directement le débit d'eau mais c'est un moyen de tester l'IC dans des conditions proches de celles choisies pour son dimensionnement. Ces essais ont mis en évidence que c'est la pièce (1) de l'IC qui entraîne les pertes de charge les plus importants. Par exemple, pour une chute de pression de 0,9 bar, avec : • la pièce (1) avec un angle de 8,7°, on a un débit de 276 g/min, • la pièce (1) avec un angle de 12°, on un débit de 347 g/min, • sans la pièce (1), on a un débit de 880 g/min. Procédure des essais Pour diminuer les pertes de charge, la vanne a été définitivement supprimer ce qui a entraîné une impossibilité de modifier le débit d'eau (il est inférieur à celui utilisé lors du dimensionnement). Au démarrage, on fait varier la position de la canne d'injection jusqu'à obtenir la dépression dans la chambre de mélange. De ce fait, on fait varier le taux d'entraînement par l'intermédiaire du débit vapeur contrairement aux essais réalisés sur l'IC "Live steam powermodels" où l'on conservait le débit d'entrée de la vapeur constant. Après le démarrage, le changement de position de la canne d'injection fait varier à la fois le débit en vapeur et la section de sortie de la vapeur S1V c'est à dire respectivement le taux d'entraînement et la dépression dans la chambre de mélange. Influence de la température d'eau sur P4Lmax Lors de la première série d'essais, l’IC à injection de liquide centrale avait eu des problèmes au démarrage. La réduction de la température d'eau fait partie des différentes procédures pour faire fonctionner cet IC. On a donc étudié l'effet de la température d'entrée d'eau sur le taux de compression réel. Pour les autres essais, on a conservé une température d'entrée constante pour chaque configuration : 14°C ce qui nous permet de comparer les essais entre eux. La figure 2-17 montre l'influence de la température de l'eau d'alimentation sur la contre pression maximale. On remarque que la pression de décrochage est liée à la température d'eau. La contre pression maximale augmente avec la diminution de la température d'eau d'alimentation : plus l'eau est froide plus la condensation est rapide et complète. D'ailleurs, le taux de compression n'est supérieur à l'unité que pour des températures inférieures à 11°C.


86

Influence du taux d'entraînement sur P4Lmax pour différents débits Comme on l'a précisé auparavant, les deux pièces d'angle(12° et 8,7°) constituant la canne d'injection du liquide (figure 2-12 ; (1)) n'ont pas tout à fait été fabriquées de la même manière, ce qui a entraîné des différences de pertes de charge sur le circuit de l'eau et donc sur les débits d'eau. Sur la figure 2-18 on présente l'influence des débits totaux sur la contre pression maximale pour deux configurations à angle différent de la canne d'injection du liquide (voir tableau 2-11).

0

0.2

0.4

0.6

0.8

1

1.2

1.4

0 4 8 12 16 20 24 28 32

Température d'alimentation d'eau (°C)

Taux

de

com

pres

sion

Figure 2-17 : Influence de la température d'eau sur la pression de décrochage pour la configuration 7

Figure 2-18 : Influence du taux d'entraînement sur la contre pression maximale pour différents débits totaux

Config 4

0

0.2

0.4

0.6

0.8

1

1.2

1.4

6 7 8 9 10 11 12


Taux

de

com

pres

sion

Mt=1000 g/min

Mt=850 g/min

Config 5

0

0.2

0.4

0.6

0.8

1

1.2

6 7 8 9 10 11 12 13


Taux

de

com

pres

sion

Mt=1000 g/minMt=850 g/minMt=650 g/min


87

La figure 2-18 montre que la configuration 4 donne des taux de compression plus important que la configuration 5 (pour tous les essais sur la configuration 5, un seul a fourni une pression de décrochage supérieure à la pression d'entrée de la vapeur). On constate aussi que le taux d'entraînement influe peu sur la contre pression maximale. On fait l'étude de la contre pression maximale en fonction du taux d'entraînement en comparant différentes configurations du tableau 2-11 (figure 2-19). Rappelons que la température de l'eau est fixée à 14°C environ. La figure 2-19 montre que le passage d'une configuration à l'autre pour un même débit total de 1000 g/min fait apparaître un changement des performances de l'IC, mais en restant relativement modéré. Cependant, pour cette plage de fonctionnement, la configuration 4 présente les meilleures performances, et ceci peur être expliqué par sa géométrie qui favorise plus la condensation, dans la chambre de mélange, par rapport aux autres configurations. En conclusion, la configuration liquide donne des résultats encourageants. Bien que n'ayant pas eu le temps de le faire, on peut noter que l'application de la méthode des plans d’expérience permettrait d’étudier plus en détails l’influence des différents paramètres. Il serait aussi plus intéressant de réaliser quelques essais avec des configurations ayant encore de plus forts rapports de sections puisqu’on remarque que ce paramètre joue de façon prépondérante sur le taux de compression de l’IC. On pourrait également effectuer des essais avec des pressions de vapeur inférieures afin d’observer si le dimensionnement effectué est bien optimal pour la pression désirée.

0

0.2

0.4

0.6

0.8

1

1.2

1.4

6 7 8 9 10 11 12


Taux

de

com

pres

sion

config1

config4

config5

config7

Figure 2-19 : Influence du taux d'entraînement sur la contre pression maximale pour différentes configurations et pour Tliquide = 14°C


88

2-3-4 L'IC À INJECTION DE VAPEUR CENTRALE Comme on l'a cité auparavant, pour passer d'une configuration à l'autre (liquide central ou vapeur centrale) il suffit de changer la canne d'injection comportant soit la canalisation d'alimentation en eau soit la tuyère vapeur. La deuxième tuyère constituant l'IC qui intègre la chambre de mélange et le diffuseur reste la même. L'IC à injection de liquide centrale a présenté trop de pertes de charges en entrée. En passant au mode d'injection vapeur centrale, on minimise ces pertes. Afin de les limiter, on favorise le passage de l'eau en arrondissant la section de passage du liquide. Toutes les configurations ont été dimensionnées pour un débit de vapeur de 100 g/min et un taux d'entraînement qui varie entre 7,5 et 17,5. Afin de changer de configurations, il suffit de changer la ou les pièces en se référant au tableau 2-12 et à la figure 2-20.

S1V (mm2) LCDM (mm) Dimètre (mm) pré-col/col CDM

ω = S1V/SC,CDM n° du divergent

config a 1,28 10-5 23,8 2/1,6 5 6 config b 1,28 10-5 26,7 1,6/1,27 8 1 config c 9,35 10-6 22,4 1,65/1,31 5 7 config d 9,35 10-6 24,9 1,3/1,03 8 2

La chambre de mélange (figure 2-12, (2)) et le diffuseur (figure 2-12, (3)) ne constituant pas une seule pièce, il y a en effet deux col. Le premier appelé pré-col est celui de la pièce (2) et le deuxième appelé col CDM est celui de la pièce (3).

Tableau 2-12 : Les différentes configurations des essais à injection centrale de vapeur

Figure 2-20 : L'IC à injection centrale de vapeur

liquide

vapeur

liquide

trop l i

corps de l'IC canne

d'injectionliquide

tuyère primaire


89

Procédure des essais On utilise le même banc d'essais en remplaçant l'IC à injection centrale de liquide par l'IC à injection centrale de vapeur. Ce mode de fonctionnement s'est révélé plus difficile en terme de démarrage que le précèdent. Comme dans le cas de l'IC "Live steam powermodels", on conserve le débit d'entrée de la vapeur constant, et c'est le débit d'eau liquide qu'on fait varier grâce à la vanne (3) de la figure 2-13. De ce fait, on fait varier le taux d'entraînement. Influence de la température d'eau sur P4Lmax On a étudié l'effet de la température d'entrée d'eau sur le taux de compression, puis on a ensuite conservé une température d'entrée constante pour chaque configuration : 17°C ce qui nous permet de comparer les essais entre eux. Sur la figure 2-21, on présente l'influence de la température de l'eau d'alimentation sur la contre pression maximale pour les deux configurations b et c. La pression de décrochage augmente avec la diminution de la température d'eau d'alimentation pour les deux configurations. Plus l'eau est chaude, plus on perd en qualité de performances de l'IC jusqu'au point où l'eau liquide soit trop chaude pour condenser la vapeur, par conséquent, l'appareil décroche. On remarque que pour la configuration b, on n'obtient plus de taux de compression supérieur à l'unité quant T0L ≥ 19°C. Alors qu'en ce qui concerne la configuration c, pour des températures comprises entre [13°C , 36°C] l'IC a une contre pression maximale supérieure à la pression d'entrée de la vapeur.

Config b

0.4

0.6

0.8

1

1.2

1.4

13 14 15 16 17 18 19 20 21 22 23

Température d'alimentation en eau (°C)

Taux

de

com

pres

sion

Config c

0.4

0.6

0.8

1

1.2

1.4

11 13 15 17 19 21 23 25 27 29 31 33 35 37

Température d'alimentation en eau (°C)

Taux

de

com

pres

sion

Figure 2-21 : Influence de la température d'eau sur la pression de décrochage pour les configurations b et c


90

Influence du taux d'entraînement sur P4Lmax La température d'eau alimentaire étant fixée à 17°C, on fait varier le taux d'entraînement en changeant le débit d'eau liquide. La figure 2-22 présente l'influence des débits sur la contre pression maximale pour les configurations b et c.

On remarque sur la figure 2-22 que plus le taux d'entraînement augmente plus le taux de compression augmente jusqu'à une valeur de U= 14. Au-delà, le taux de compression à tendance à diminuer. Cette figure montre aussi que la configuration c donne des taux de compression supérieurs à ceux donné par la configuration b. En conclusion, la configuration à injection centrale de vapeur donne de bons résultats pour les configurations b et c que l'on a pu tester totalement pour ce mode d'injection. Les configurations a et d présentent des limites de fonctionnement en terme de performances. En général, l'IC à injection de liquide centrale est relativement plus simple à faire démarrer et présente une plage de fonctionnement plus large.

2-3-5 REMARQUES CONÇERNANT CERTAINS PROBLÈMES RENCONTRÉS Influence des générateurs de vapeur

0.4

0.6

0.8

1

1.2

1.4

1.6

6.00 8.00 10.00 12.00 14.00 16.00 18.00 20.00


Taux

de

com

pres

sion

Config b

Config c

Figure 2-22 : Influence du taux d'entraînement sur la contre pressionmaximale pour différentes configurations et pour Tliquide = 17°C


91

Les générateurs de vapeur délivrent en moyenne une pression à leur sortie de 4,2 bar. Cependant leur régulation interne suppose une variation de cette pression, qui oscille en moyenne de 0,4 bar. Cette variation a des conséquences sur notre système : en effet, puisque les générateurs oscillent, et que certains résultats dépendent de la pression d’entrée ; la dépression dans la chambre de mélange ainsi que la pression de sortie oscillent de la même manière. Ceci nous a posé un problème, lorsque les limites de fonctionnement du système sont atteintes. Par exemple, si l’on souhaite travailler avec un taux d’entraînement assez faible, on s’impose une faible dépression dans la chambre de mélange. Si cette dépression est fixée au moment ou les générateurs fournissent une pression extrême, il se peut que le système décroche naturellement à cause des oscillations. L’idéal serait de pouvoir modifier certains paramètres de la régulation interne de ces générateurs de vapeur, ce qui suppose des modifications importantes. Plus simplement, il suffit de rester attentifs à leurs variations. Influence des échanges thermiques Les pièces constituant les IC fabriqués sont massives. On suppose, qu’avec les températures mises en jeu, ainsi que la conduction dans l’acier ; l’eau doit se réchauffer parfois avant d’arriver à la chambre de mélange. Nous n’avons pas eu le temps d'étudier ce phénomène.

Documents

Transfert de masse et de chaleur dans les injecteurs ...csidoc.insa-lyon.fr/these/2004/mikasser/10_chapitre2.pdf · CHAPITRE 2 : Etude expérimentale 60 2.1 LIMITES DE FONCTIONNEMENT