développement du système de com- bustion séquen- tielle ......gaz naturel et pour étendre la...
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a famille des turbines à gaz
GT24/GT26 se sert d’une technologie
de turbines éprouvée et l’applique de ma-
nière unique en son genre pour résoudre
le problème qui défie l’industrie de la pro-
duction d’énergie depuis le début des
technologies avancées: le découplage du
rendement et des émissions.
Dans les conceptions de turbines stan-
dard, la température d’entrée plus élevée
de la turbine nécessitée pour améliorer le
rendement provoque des émissions ac-
crues et renchérit les coûts des matériels
et de cycle de vie.
Cette difficulté est éliminée par le cycle
de la combustion séquentielle. Un tel cycle
forme la base des turbines à gaz avancées
GT24 (60 Hz) et GT26 (50 Hz) qui allient la
1
compacité et de faibles émissions avec
une puissance spécifique, un rendement
et une fiabilité élevés.
Performances des turbines
GT24/GT26
Conçue pour 165 MW, la turbine GT24
fournit 50 % d’énergie de plus qu’une tur-
bine GT11N2 conventionnelle avec ap-
proximativement le même besoin d’es-
pace au sol de 10 × 5 m. La production
d’énergie accrue est le résultat de l’aug-
mentation des rapports de pression du
cycle et du cycle de combustion séquen-
tielle. En outre, la température de sortie
des turbines GT24/GT26 s’élève à 610 °C,
c’est-à-dire la température idéale pour les
cycles combinés (centrales à gaz et à va-
peur). Voir tableau 1.
La turbine GT26 destinée au marché de
50 Hz est l’agrandissement à l’échelle de
la turbine GT24. Sa puissance de sortie
atteint 265 MW avec un rendement de
38,2 % en cycle simple et de 58,5 % en
cycle combiné.
La densité de puissance de cette fa-
mille de turbines à gaz dépasse d’environ
20 % celle des autres unités de cette
classe. Cette performance permet une
conception plus compacte, des aubages
plus courts, des vitesses périphériques
plus basses et donc moins de sollicita-
tions, ce qui se manifeste par une fiabilité
accrue.
Le système de combustion
séquentielle
Vue de l’extérieur, la conception de l’écou-
lement droit des turbines à gaz
GT24/GT26 ressemble fortement à celle
des turbines à gaz conventionnelles, avec
un entraînement d’alternateur disposé à
l’extrémité froide, un système d’admission
d’air perpendiculaire à l’arbre de la tur-
bine, un échappement axial et tous les
bâtis et boîtiers de valves à plan de sépa-
ration horizontal. Les principaux dévelop-
pements qui ont abouti à la conception
compacte des turbines avancées
GT24/GT26 ont déjà fourni les preuves de
leur fiabilité dans de nombreuses centra-
les.
T U R B I N E S À G A Z
Dr Franz Joos
Philipp Brunner
Dr Burkhard Schulte-Werning
Dr Khawar Syed
ABB Production d’énergie SA
Dr Adnan Eroglu
ABB Corporate Research
L
Développement dusystème de com-bustion séquen-tielle pour la familledes turbines à gazGT24/GT26Les turbines à gaz GT24, 60 Hz/165 MW, et GT26, 50 Hz/265 MW, sont les
deux premiers membres de la famille des nouvelles turbines à gaz ABB
fondée sur la combustion séquentielle. Ces turbines fournissent une
puissance de sortie accrue et un rendement amélioré de 4 % par rapport
aux machines actuelles. Tandis que le premier brûleur du système de com-
bustion séquentielle applique la technologie éprouvée des chambres de
combustion EV, les seconds brûleurs à prémélange maigre et auto-allu-
mage sont le résultat d’un vaste programme de recherche et de dévelop-
pement qui s’était servi d’essais en tunnel aérodynamique et en canal
hydraulique, de calculs de mécanique des fluides et d’essais de combus-
tion sous pression atmosphérique et sous haute pression. Une technolo-
gie de refroidissement innovatrice a aussi été développée pour satisfaire
aux besoins spéciaux des chambres de combustion à prémélange et auto-
allumage. En complément, un programme d’essais a montré que le système
de combustion séquentielle offre la possibilité de réduire les émissions de
NOx à des niveaux s’exprimant par des nombres à un chiffre.
Cette publication est fondée sur un exposé du même titreprésenté à l’ASME Turbo Expo ’96 à Birmingham, UK. Il areçu la mention «Best Technical Paper» par l’Electricity Utili-ties & Cogeneration Committee de la Turbo Expo ’97 et a étéhonoré par l’ASME Award 1996 en raison de sa contributionextraordinaire à la littérature des turbines à gaz et des cen-trales électriques à l’ASME Turbo Expo ’98.
•
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La technologie avancée à la base des
turbines GT24/GT26 réside dans le
système de combustion séquentielle .
Avec son rapport de pression de 30 :1, le
compresseur fournit un rapport de pres-
sion presque double de celui d’un
compresseur conventionnel, bien qu’en
termes de technologie appliquée, il se
maintienne dans l’enveloppe des expé-
riences acquises [14]. L’air comprimé
est chauffé dans une première chambre
de combustion (à brûleurs EV). Après
l’introduction d’environ 60 % du combus-
tible (à pleine charge), les gaz brûlés
s’expansent dans le premier étage de la
turbine. Cette turbine à un étage haute
pression (HP) réduit la pression de 30 à
environ 15 bar.
Le reste du combustible est ajouté
dans une seconde chambre de combus-
tion (à brûleurs SEV), où les gaz sont
de nouveau chauffés à la température
d’entrée maximale de la turbine. L’expan-
sion finale a lieu dans la turbine basse
pression à 4 étages (BP) en aval. mon-
tre le cycle thermodynamique du pro-
cessus à combustion séquentielle, tandis
que compare le cycle du processus
à combustion séquentielle avec le cycle
conventionnel. On constate que pour la
même puissance de sortie, une tem-
pérature d’entrée de turbine plus basse
suffit pour le cycle à combustion séquen-
tielle.
La combustion séquentielle n’est pas
une nouveauté dans l’histoire de la pro-
duction d’énergie. Déjà durant les années
50 et 60, ABB a livré 24 installations avec
différentes combinaisons de refroidisse-
ment intermédiaire dans les compresseurs
et avec une combustion à deux étages
dans la turbine. Parmi ces installations,
neuf sont actuellement encore en service.
ABB dispose donc de décennies d’expé-
rience en matière de systèmes à combus-
tion séquentielle [7].
Caractéristiques de la
conception des chambres de
combustion GT24/GT26 EV
La première chambre de combustion est
du type annulaire et équipée de 30 brû-
leurs EV low-NOx éprouvés. Les brûleurs
EV (EV provient du terme «Environmental»)
[16] procurent l’avantage d’une combus-
4
3
2
tion à faible formation de NOx, sans injec-
tion d’eau ou de vapeur. Testée pour la
première fois en 1990 auprès de la Mid-
land Cogeneration Venture, Michigan
(USA), le parc des machines utilisant les
brûleurs EV a accompli entre-temps plus
de 800’000 heures de service avec une
fiabilité élevée.
La chambre de combustion annulaire
compacte est un autre composant essen-
tiel du système de combustion séquen-
tielle. Elle a déjà fait ses preuves sur les
turbines à gaz GT10 (25 MW) et GT13E2
(165 MW) [1, 17]. Ces dernières ont été
mises en service en 1993 au Japon. Lan-
cées en 1991, 53 unités de la turbine
GT13E2 ont été commandées jusqu’ici,
dont 48 déjà en service.
La chambre de combustion très com-
pacte possède une structure portante
Vue en coupe de la turbine à gaz avancée GT24/GT26 1
Tableau 1:Données techniques des turbines à gaz GT24 et GT26 (cycle simple, méthane)
GT24 GT26
Puissance nette* MW 165 265Rendement (PCI)* % 37,9 38,2Taux de chaleur (PCI)* Btu/kWh 9000 8930Taux de compression – 30 30Flux de masse à l’échappement kg/s 378 545Température à l’échappement °C 610 610Vitesse de rotation de l’arbre t/min 3600 3000Emissions de NOx vppm < 25 < 25Nombre d’étages
compresseur – 22 22turbine – 5 5
Nombre et type de chambres – 1 EV 1 EVde combustion annulaires – 1 SEV 1 SEV
Nombre de brûleurs EV/SEV – 30/24 30/24
* = aux bornes de l’alternateur
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avec une garniture segmentée refroidie
par convection. Il n’y a pas de films de re-
froidissement sur le côté chaud de la
paroi. Pratiquement tout l’air provenant
du compresseur est mené vers les brû-
leurs EV où un processus de combustion
à prémélange assure des émissions
de NOx extrêmement basses. Les brûleurs
EV appliquent le principe de l’«effondre-
ment des tourbillons». On n’a donc besoin
ni de supports de flamme, ni de tubes
de combustion transversaux. Tous les
brûleurs EV travaillent sur toute la gamme
de puissance. Le profil de température
des gaz chauds sortants est très régulier,
autant en direction circonférentielle (en
raison de la conception annulaire) qu’en
direction radiale (en premier par le prémé-
lange de tout l’air avec le combustible et
à cause de l’absence de refroidissement
par film du parement intérieur et extérieur
de la chambre de combustion). Cette
caractéristique importante améliore la
fiabilité et le rendement du premier étage
de la turbine et augmente la longévité
des composants sollicités par les gaz
chauds.
La chambre de combustion SEV –
considérations fondamentales
Des constatations expérimentales ont
montré que pour de nombreux combusti-
bles, la limite d’extinction inférieure cor-
respond à un taux équivalent Φ d’environ
0,5 sous des conditions atmosphériques
et qu’elle est plus ou moins indépendante
de la pression. En revanche, la zone d’in-
flammation est fortement élargie par l’élé-
vation de la température d’entrée . Cet
élargissement est généralement attribué à
l’élévation de la température de la flamme
qui renforce les sources d’inflammation de
diffusion dans le processus de propaga-
tion de la flamme [5].
A des températures considérablement
plus élevées, on trouve une région où
se produit l’auto-allumage du combustible
et où aucune source d’inflammation
extérieure n’est nécessaire pour la propa-
gation de la flamme.
Le retard auto-allumage est défini
comme étant l’intervalle entre la formation
du mélange combustible, produit par l’in-
jection du combustible dans l’air de tem-
pérature élevée, et le début de la flamme.
5
5
Compte tenu de l’importance pratique de
la question, on a procédé à des mesures
de retards d’auto-allumage pour de nom-
breux combustibles sur une vaste gamme
de conditions ambiantes [18, 19]. com-
pare les retards auto-allumage du mé-
thane, d’un gaz naturel typique et de fuel
N° 2.
Dans une chambre de combustion à
prémélange maigre conventionnelle (par
ex. dans une chambre de combustion EV),
on doit éviter l’allumage spontané, vu la
surchauffe éventuelle de composants de
la chambre et les émissions polluantes
d’un niveau inacceptablement élevé. Un
système de combustion de réchauffage,
tel que le système SEV (Sequential EV)
peut être construit en vue de l’utilisation
de l’effet d’auto-allumage dans une
construction simple et robuste. Afin d’ob-
tenir un allumage spontané fiable avec du
gaz naturel et pour étendre la zone de sta-
bilité, on a choisi des températures d’en-
trée supérieures à 1000 °C dans la cham-
bre de combustion SEV des turbines
GT24/GT26 sur toute la gamme d’exploi-
tation.
6
4
123
5 6 7
8 9 10 11
Section verticale du système de combustion séquentielle de la turbine à gaz GT24/GT26 2
1 Compresseur 2 Turbine haute pression 3 Turbine basse pression 4 Brûleur SEV5 Injection du combustible
6 Chambre de combustion EV7 Brûleur EV8 Refroidissement par convection des
parements9 Zone de mélange
10 Générateur de tourbillons11 Brûleur SEV à refroidissement par
effusion
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En plus de la sécurité de l’auto-allu-
mage, une utilisation avec succès de la
chambre de combustion SEV exige que
les émissions restent à un bas niveau.
Pour obtenir de faibles émissions de NOx,
le combustible et les gaz chauds s’échap-
pant de la turbine HP doivent être mélan-
gés intimement avant l’allumage. Si tel
n’est pas le cas, la combustion se déroule
dans les régions enrichies de combustible,
où des températures de flamme élevées
se manifestent par une forte formation de
NOx. On doit donc rechercher une relation
optimale entre le retard auto-allumage et
la qualité du prémélange. Ce retard doit
h
s
1
26
P
F
F
5
4
3
T
s
1
2
Cycle thermodynamique du système de combustionséquentielle
h Enthalpies EntropieF Injection du combustibleP Puissance à l’alternateur
3 Comparaison du cycle thermodynamique du concept d’une combustion séquentielle et de celui d’un conceptconventionnel
T Température s Entropie
1 Turbine à gaz standard: température d’entrée élevée à la turbine
2 Combustion séquentielle
4
T
CH4
1250
1000
°C
750
500
250
050 10 15 20% vol
1
Noflame
Noflame
Flammable
T
1000ms
100
10
0.1
1
0.01
0.0010 500 1000 °C 1500
τ
Limites d’inflammation avec auto-allumage (p = 15 bar)
T Température d’entréeCH4 Méthane
1 Auto-allumage après 1 ms
5 Retard de l’allumage de méthane, de gaz naturel et de fuel N° 2 (pression = 15 bar, rapport équivalent Φ = 1,0 [18, 19])
τ Retard de l’allumage Bleu MéthaneT Température du mélange Vert Gaz nature
Rouge Fuel N° 2
6
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être maintenu court pour assurer l’auto-
allumage et pour limiter les dimensions de
la chambre de combustion. En complé-
ment, cet optimum devrait être maintenu
sur un grande gamme de débit et de com-
position variable du combustible, par ex.
par suite de différents mélanges de gaz
naturels.
Injection du combustible
Dans la chambre de combustion SEV des
turbines GT24/GT26, l’optimum ci-dessus
est atteint par l’utilisation d’air de trans-
port, c’est-à-dire que de l’air du compres-
seur est injecté dans le brûleur SEV
conjointement avec le combustible. Cet
air d’appoint et de transport agit à la fois
comme améliorateur du prémélange, par
le fait qu’il supporte l’impulsion du jet de
combustible (un facteur critique pour la
qualité du mélange), et comme régulateur
de l’allumage.
La conception de l’injecteur est déter-
minante pour l’efficacité de l’air de trans-
port dans ses deux rôles ci-dessus. La
lance à combustible a été développée à
l’aide d’une grande série d’essais et d’une
analyse détaillée par calcul. montre les
contours de la concentration moyenne du
7
combustible à la sortie de la buse à com-
bustible, tels qu’ils ont été obtenus par un
calcul 3D de l’écoulement turbulent et du
mélange à l’intérieur de la lance à com-
bustible. L’illustration montre que le com-
bustible est maintenu à l’intérieur du jet et
qu’il est complètement entouré par l’air de
transport.
Le retard du processus d’allumage
résultant de l’arrivée d’air de transport est
illustré par qui montre le retard de
l’allumage en fonction des concentrations
de combustible et d’air de transport pour
un point d’exploitation typique de la cham-
bre SEV. L’illustration montre le résultat
des calculs de l’écoulement idéal. Ces
calculs ont été effectués pour chaque
mélange initial discret à l’aide du pro-
gramme CHEMKIN [13]. Les retards
d’allumage les plus courts se présentent
aux mélanges très maigres, étant donné
que la température du mélange augmente
en même temps que la concentration ini-
tiale des gaz chauds qui quittent la turbine
HP.
Vu que le jet de combustible est lancé
dans les gaz chauds s’échappant de la
turbine HP, des retards d’allumage courts
se présentent sur une plus vaste gammes
que celle montrée par . Comme men-
tionné, le processus d’allumage est pro-
voqué dans le mélange qui se produit à
l’extrémité du jet de combustible. Etant
donné que cette zone est très maigre
et qu’une très faible augmentation de
température peut s’y produire, l’allumage
se propage très rapidement vers les autres
zones, étant donné que la chaleur et les
8
8
1.E+02
1.E+01
1.E+00
1.E–01
ms
1.E–05 1.E–04 1.E–03 1.E–02 1.E–01 1.E+00
τ
f
view
1
3
2
Retard de l’allumage (fondé sur la fraction en moles CHmaximale) en fonction de la composition initiale d’une exploitation SEV typique
τ Retard de l’allumagef Fraction initiale en masse du combustible
Flèche rouge Concentration croissante d’air de transport
8 Taux de mélange fin entre le combustible et les gaz d’échappement de la turbine HP au plan distant de 0,8 diamètre du jet de la sortie de l’injecteur
1 Passage d’injection2 Flux principal (gaz d’échappement de la turbine HP)3 Taux de mélange élevé entre les gaz d’échappement de
la turbine HP et le combustible
9
Fraction calculée en masse du combustible à l’entrée de l’injecteur
1 Air de transport 2 Flux principal (gaz d’échappement
de la turbine HP)3 Combustible
7
1
2
3
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radicaux sont transportés de la source
d’allumage vers les zones voisines par un
effet de mélange turbulent. Un processus
essentiel de la régulation concomitante du
retard d’allumage et des émissions
consiste donc dans le mélange turbulent
du combustible, de l’air de transport et
des gaz chauds provenant de la turbine
HP.
Prémélange du combustible
et de l’air
Pour mieux comprendre l’interaction entre
le mélange turbulent très local et la chimie
qui régit l’allumage, on a étudié le mélange
du jet d’air de transport et de combustible
avec les gaz chauds provenant de la tur-
bine HP à l’aide d’un calcul de la dynami-
que des fluides. Le progiciel CFDS-
FLOW3D [2] en vente dans le commerce a
été utilisé à cet effet. L’écoulement turbu-
lent a été modélisé à l’aide de variables de
densités pondérées. L’état turbulent a été
représenté par le modèle de turbulence à
deux équations k-ε.
Par suite de la dépendance non linéaire
de la chimie de l’allumage de l’état du mé-
lange, il est nécessaire de connaître l’état
instantané plutôt que seulement les ca-
ractéristiques moyennes du mélange, tel-
les qu’elles sont fournies par les équations
du bilan moyen. Le problème a été abordé
efficacement dans la modélisation de la
combustion turbulente non prémélangée,
dans laquelle le champ thermochimique
peut être mis en relation avec une fonction
scalaire unique, par ex. de la fraction mé-
langée, en admettant la forme de la fonc-
tion de probabilité de densité (probability
density function PDF) de la fraction du mé-
lange à partir de ses deux premiers mo-
ments. Ces derniers s’obtiennent en résol-
vant les équations de bilan appropriées
[4].
Toutefois, sous les circonstances don-
nées et compte tenu du fait qu’on est en
présence de trois flux distincts – combus-
tible, air de transport et gaz de la turbine
HP – le champ du mélange est décrit par
deux fonctions scalaires. En outre, la cor-
rélation entre ces flux est essentielle pour
conclure au sujet du comportement du
retard d’allumage. Pour une concentration
de combustible instantanée donnée, la
vitesse instantanée des réactions d’allu-
mage dépend de la concentration mo-
mentanée de l’air de transport et de celle
du gaz chaud. Il en découle qu’une fonc-
tion de probabilité de densité multivariable
est nécessaire.
Dans le cadre du programme de déve-
loppement SEV, une solution fondée sur
l’obtention de la fonction de probabilité de
densité multivariable à partir de ses équa-
tions de transport [15] n’est pas réalisable,
à cause de l’écoulement 3D complexe et
de la nécessité d’évaluer rapidement les
avantages des différentes conceptions. En
lieu et place, on a imité le travail décrit
dans [8], en estimant la fonction de proba-
bilité de densité multivariée à partir d’un
nombre limité de moments. Ce modèle est
fondé sur l’hypothèse d’une fonction PDF
bêta multivariée. La fonction PDF est alors
élaborée à partir des premiers moments
de chacun des composants et de l’éner-
gie turbulente scalaire.
fuel injector
H
x
x/H = 0.1
x/H = 1.0
x/H = 2.0
x/H = 3.0
main flow
air fuel
SD
x /H
0 0.5 1.0 1.5 2.0 2.5 3.0
100
80
60
40
20
0
Mages LIF et histogrammes correspondants de planstransversaux le long de la section de mélange
x Coordonnée axialeH Hauteur du canal
10 Coefficient de variation (écart standard/moyenne) de la qualité du mélange en fonction de la distance axiale normalisée x/H
x Coordonnée axialeH Hauteur du canal
11
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10 R e v u e A B B 4 / 1 9 9 8
Le modèle ci-dessus a été utilisé pour
étudier le processus de mélange turbulent
et son interaction avec les phénomènes
chimiques, ainsi que pour examiner les
caractéristiques des différentes concep-
tions de lances, en ce qui concerne le
mélange et donc le processus d’inflamma-
tion. montre le résultat du calcul du
taux de dissipation scalaire en fonction
du combustible et des gaz d’échappe-
ment de la turbine HP, c’est-à-dire le débit
auquel le combustible et le gaz chaud se
mélangent au niveau moléculaire, néces-
saire au déroulement de la réaction chimi-
que. Les conditions limites du jet de com-
bustible utilisées pour les calculs sont
illustrées par . montre la région la
plus critique de l’auto-allumage.
Aérodynamisme et mélange
du combustible et de l’oxydant à
l’intérieur du brûleur
Comme dans le brûleur EV, la distribution
du combustible et le mélange dans le brû-
leur SEV sont accomplis par un écoule-
ment tourbillonnaire. La flamme est ancrée
à la position de rupture du tourbillon. Les
tourbillons sont produits par des ailes
en delta réalisées sous forme de rampes
et disposées sur les parois du brûleur
SEV.
Pour élaborer et optimiser les caracté-
ristiques aérodynamiques du brûleur SEV,
des modèles hydrauliques ont été utilisés
dans une vaste extension durant le déve-
loppement de la chambre de combustion
SEV. Les essais préliminaires furent effec-
tués dans un canal droit, pour simuler pre-
mièrement un segment annulaire simple,
puis plus tard avec un segment annulaire
double de la chambre de combustion SEV.
Sur cette plate-forme d’essai relativement
simple, de nombreux concepts d’injec-
tion de combustible, de mélange et de
stabilisation de la flamme furent étudiés
sous les aspects de la qualité de mélange
et de la distribution de la vitesse le long
de la section de mélange. Une autre exi-
gence était donnée par une alimentation
de combustible unique par segment, afin
de faciliter une injection fiable de combus-
tible liquide et pour obtenir une construc-
tion simple et robuste. Avec toutes ces
restrictions en arrière-plan, un grand nom-
bre de variantes furent construites et tes-
97
9
tées sur une plate-forme d’essai en verre
acrylique.
Pour évaluer les vitesses moyennes et
turbulentes le long de la section de mé-
lange et de la chambre de combustion, on
s’est servi de la méthode anémométrique
à laser Doppler. On a mesuré les trois
composantes des vitesses. L’objectif prin-
cipal de ces mesures consistait à assurer
une vitesse axiale suffisante le long de la
section de mélange pour obtenir une
marge de sécurité suffisante contre les re-
tours de flamme. En complément, on a
mesuré les composantes tourbillonnaires
de la vitesse, dans le dessein d’optimiser
la stabilisation de la géométrie de la
flamme .
La distribution du combustible et la
qualité de mélange furent mesurées à l’ai-
de de la méthode de fluorescence induite
par laser (Laser Induced Fluorescence
LIF). Dans cette technique, l’écoulement
du combustible est simulé par une solu-
tion aqueuse de fluorescéine disodique
(un colorant pour laser à forte fluores-
cence à la longueur d’onde de 488 nm).
L’écoulement principal s’est montré
exempt de colorant. La ligne bleue du
laser à ions d’argon est transmise dans la
section d’essai à l’aide d’un câble à fibre
optique et conduite dans une feuille syn-
thétique avec une lentille cylindrique ou
un miroir tournant. Cette feuille lumineuse
illumine un plan d’une épaisseur de 1 mm
qui franchit une section de la zone mé-
lange pour observer des sections trans-
versales sélectionnées à l’aide d’une ca-
méra CCD. Les enregistrements effectués
par cette caméra sont digitalisés, puis
évalués sur un ordinateur pour obtenir des
valeurs statistiques, telles que des moyen-
nes et des écarts standard. Une série
d’images à échelonnement de gris est ren-
due dans pour un certain injecteur et
une configuration de mélangeur donnée.
Ces images sont des sections planes
consécutives le long de l’écoulement, à
partir du point d’injection.
A côté de chaque image, on trouve
un histogramme qui montre une distribu-
tion de points d’une certaine échelle
de valeurs de gris. Ces histogrammes
se concentrent sur la zone étroite du jet
de combustible. Une pointe au bord gau-
che du diagramme indique de l’air pur.
A x/H = 0.1, la pointe correspond à de
l’eau sans colorant, tandis qu’au rapport
x/H = 3.0, la pointe est centrée sur un
mélange parfait. Ces histogrammes mon-
trent que le processus de mélange évolue
10
13
Enregistrement vectoriel descomposantes de vitesse radiales et circonférentielles au plan d’injection du combustible, telles quemesurées avec LDA dans un modèlerectangulaire en verre acrylique (demi-largeur du canal)
13
Configuration calculée de l’écoulement secondaire au pland’injection du combustible (demi-largeur du canal)
12
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Distance de recollage sans dimension derrière un accroissement de section brusque du brûleur SEV, obtenue par simulation CFD
x/H Distance de recollageα Angle circonférentiel d’une paroi à l’autre du brûleur SEV
Parement SEV extérieurParement SEV intérieur
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rapidement en direction d’une distribution
très serrée. Dans , on trouve l’évolution
de l’écart standard du rapport moyen
(défini sous forme de coefficient de varia-
tion).
Les calculs CFD furent effectués le long
de la combustion et les essais hydrauli-
ques durant le développement de la
chambre de combustion, afin d’obtenir
une construction robuste dans les délais
les plus brefs et à des frais minimaux. En
relation avec la conception aérodynami-
que du brûleur SEV, les calculs CDF furent
utilisés aux fins suivantes:
• Analyse préliminaire et rapide desconceptions initiales et des modifica-
tions subséquentes et pour influencer
toutes les conditions limites sous les-
quelles le brûleur doit fonctionner.
• Amélioration de l’analyse des donnéesdes essais lors de l’étude détaillée du
processus.
Compte des écoulements tourbillonnaires
turbulents qui se produisent dans la
chambre de combustion SEV, il est in-
dispensable que les calculs CFD soient
fortement associés aux activités d’essai,
afin de calibrer les résultats CFD et de
pouvoir estimer leur fiabilité. La comparai-
son des résultats des essais hydrauliques
et des résultats CFD a montré que la pré-
cision des données aérodynamiques était
11
suffisante pour admettre l’utilisation du
CFD lors de l’évaluation de la géométrie et
pour les modifications des conditions li-
mites.
montre la structure calculée de
l’écoulement d’aval du générateur de
tourbillons à l’intérieur du brûleur SEV. Les
calculs furent effectués à l’aide du logiciel
CFDS-FLOW3D et du modèle de turbu-
lence k-ε standard pour assurer la compa-
tibilité avec les équations du bilan moyen.
Bien que le modèle k-ε standard ne se
prête pas très bien aux écoulement tour-
billonnaires, la stratégie adoptée a abouti
à un bon équilibre entre la précision des
résultats et à un temps de calcul par ordi-
nateur acceptable.
La comparaison entre les écoulements
calculés et mesurés du champ d’écoule-
ment secondaire est rendue par et
. On constate que la majorité des ca-
ractéristiques des écoulements est bien
reproduite.
Technologie du refroidissement
de la chambre de combustion SEV
ABB a développé un système de refroidis-
sement innovateur qui répond à toutes
les exigences de la chambre de combus-
tion SEV à prémélange et auto-allumage.
Pendant tout le développement de la
13
12
12
combustion séquentielle, la minimisation
de la consommation d’air de refroidisse-
ment de la chambre de combustion est
resté un objectif constant, parce que
cet air de refroidissement contourne la
turbine HP. Ces exigences sont le
contraire d’une chambre de combustion
refroidie par convection d’une turbine
à gaz à cycle standard, où la chute de
pression doit être minimisée, ce qui impli-
que une quantité d’air maximale requise
par le refroidissement. Une attention par-
ticulière a été vouée au développement
pour assurer des matériels de construc-
tion robustes et pour que les variations
des conditions limites n’exercent qu’une
influence minimale sur l’efficacité du re-
froidissement.
On utilise essentiellement un système
de refroidissement à contre-courant, avec
récupération complète de la chaleur. Par
celle-ci, pratiquement tout l’air de refroi-
dissement est mélangé en amont de la
flamme avec les gaz chauds provenant
de la turbine HP. Après avoir refroidi le
parement des parois de la chambre de
combustion par convection, l’air de refroi-
dissement est injecté dans le chemine-
ment des gaz chauds via refroidissement
par effusion du brûleur. Toute la quantité
d’air de refroidissement est utilisée pour
réduire la température de la zone de la
1E+05 5E+051
2
3
4
Nu
Re
Re sev
α
2.0
1.5
1.0
0.5
00° 5° 10° 15°
x /H
Augmentation du nombre de Nusselt derrière unaccroissement de section brusque
Nu Nombre de NusseltRe Nombre de Reynolds
14 15
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-
12 R e v u e A B B 4 / 1 9 9 8
flamme et donc aussi les émissions de
NOx.
Par suite du nombre de Reynolds élevé
de l’écoulement et des conditions de pré-
mélange de la flamme, le principal méca-
nisme de transfert de chaleur dans la
chambre de combustion se déroule par
convection. Seul 1/5 du flux de chaleur
total s’échange par rayonnement de la
flamme non lumineuse.
La pointe de transmission de chaleur
aux parois dans la chambre de combus-
tion est dominée par la convection du flux
de réaction provenant de l’expansion su-
bite à la sortie du brûleur SEV. La couche
de cisaillement turbulente qui commence
à la pointe de la face arrière de l’étage-
ment se rattache en aval au parement, à
une distance équivalente à plusieurs hau-
teurs de l’étagement, où elle provoque
une pointe locale de transmission de cha-
leur. Pour un rapport d’expansion donné,
le nombre de Nusselt de pointe d’un flux
non tourbillonnaire augmente avec Re2/3,
tandis que dans un flux complètement dé-
veloppé, Nu s’accroît avec Re0,8. Un
agrandissement à l’échelle des données
disponibles [20, 3] à un nombre Re plus
grand fournit un facteur d’amplification de
2 pour le nombre Nu derrière la face arrière
de l’étagement de la section .
Des simulations CFD détaillées
montrent que la longueur d’adhérence
moyenne du flux tourbillonnaire du brûleur
SEV atteint seulement 1,2 fois la hauteur
du canal de prémélange. ce qui est seule-
ment 2/3 de la valeur d’un écoulement
tourbillonnaire tubulaire unique [6]. Ce rat-
tachement plus rapide du flux est attribué
d’une part au flux multitourbillonnaire à
l’intérieur du brûleur SEV, et d’autre part à
la géométrie annulaire de la chambre de
combustion.
Par la suite, la modélisation de la trans-
mission de chaleur des gaz chaud a été
fondée sur le nombre Nu mentionné, en
admettant le développement d’une cou-
che limite typique en aval de l’endroit cal-
culé pour le rattachement de l’écoule-
ment. Cette modélisation inclut la radiation
de la flamme.
Au cours des dernières années, ABB
a accumulé une quantité considérable
d’expérience en matière d’utilisation de
parements de barrières thermiques
(Thermal Barrier Coating TBC) sur les
carneaux de systèmes de refroidissement
pour chambre de combustion. La couche
15
14
protectrice, qui réduit la sollicitation ther-
mique à sa source (sur le côté gaz
chauds), est constituée par projection
d’un revêtement d’oxyde de zirconium
(ZrO2). L’avantage des TBC s’utilise princi-
palement pour diminuer la température de
la paroi de parement à un niveau auquel
de meilleures propriétés des métaux four-
nissent une durée de vie des composants
considérablement plus longue qu’autre-
fois.
Tout l’air de refroidissement SEV pénè-
tre dans le système de refroidissement du
parement près de la turbine BP. Ce faisant,
cet air refroidit localement la contraction
en amont de la turbine par une plaque de
déflexion. L’air se déplace ensuite en di-
rection amont par rapport au flux des gaz
chauds.
La section transversale du canal de re-
froidissement se réduit progressivement
pour compenser l’effet de la chaleur ab-
sorbée par l’air de refroidissement et pour
ajuster ainsi l’efficacité du refroidissement
local en fonction de l’apport de chaleur
par les gaz chauds. En complément, la
transmission de chaleur est améliorée par
des turbulateurs montés sur la paroi du
canal de refroidissement [10, 11].
η
ψ
1.0
0.8
(–)
0.6
0.4
0.2
00 2 4 6 8 10(–)
q
0.8
0.6
0.4
0.2
00 1 2 3
η
Efficacité du refroidissement du parement SEV, mesurée pendant l’essai haute pression
η Efficacité du refroidissementψ Fonction d’écoulement en masse du refroidisseur
Points de mesurTendance idéale
16 Evolution axiale de l’efficacité du refroidissement par effusion du brûleur SEV, mesurée pendant l’essai haute pression
η Efficacité du refroidissementq Paramètre de la charge thermique locale
Générateur de tourbillonsInjection du combustibleZone de mélangeAgrandissement brusque de la sectionTendance idéale
17
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-
R e v u e A B B 4 / 1 9 9 8 13
montre l’efficacité mesurée du re-
froidissement du parement en fonction
du débit massique du refroidisseur, c’est-
à-dire la température sans dimension du
métal de la paroi sur le côté des gaz
chauds. Cette température sans dimen-
sion est définie comme étant le rapport
de la capacité calorifique de l’air de refroi-
dissement et de celle de la surface mouil-
lée par les gaz chauds. Il s’agit donc de
l’inverse du nombre d’unités de transmis-
sion de chaleur, telles qu’on les utilise
dans la théorie des échangeurs de chaleur
[12]. Lors d’essais haute pression sous
des conditions de machine réelles, toutes
les températures des parements de la
chambre de combustion sont restées net-
tement en dessous de 800 °C, ce qui a
fourni la confirmation empirique de la
modélisation du processus de transmis-
sion de chaleur.
Après avoir refroidi les deux faces du
parement de la chambre de combustion,
l’air est relâché dans la chambre collec-
trice qui entoure le brûleur SEV. Cette ca-
vité amortit tous les défauts d’uniformité
possibles du flux en amont du refroidisse-
ment du brûleur, de sorte qu’une pression
16 préalable commune règle le refroidisse-
ment par effusion.
Le refroidissement par effusion, parfois
désigné par le terme de refroidissement à
film de couverture complet [12], est un dé-
veloppement relativement récent de la
technologie de refroidissement des cham-
bres de combustion et qui n’a pas encore
été utilisé souvent jusqu’à ce jour. Un
grand nombre de petits trous percés dans
la paroi à tôle unique qui doit être refroidie
sont disposés de telle manière que trois
mécanismes de transmission de chaleur
participent à un refroidissement efficace:
• Film adhérent sur le côté des gazchauds
• Convection interne à l’intérieur destrous d’effusion
• Transmission de chaleur sur la paroi ar-rière, là où le fluide de refroidissement
pénètre dans les trous
Un modèle du refroidissement par effusion
a été proposé [9], en même temps que les
paramètres clés pour les données de me-
sures correspondantes d’essais de trans-
mission de chaleur par effusion, en relation
avec les différents effets de transmission
de chaleur.
Avant l’élaboration de la conception du
refroidissement du brûleur, ce modèle a
été utilisé pour définir des séries d’essais
fondamentaux sous des conditions at-
mosphériques. On a mesuré l’efficacité du
refroidissement de différentes plaques
d’essai d’effusion, en variant ensuite les
paramètres qui influencent les différents
mécanismes du refroidissement. L’in-
fluence des tourbillons longitudinaux à l’in-
térieur du brûleur sur l’évolution du refroi-
dissement par film a également été étu-
diée en détail. Dans le but de créer des di-
rectives fondées sur une base physique
pour le refroidissement par effusion, tou-
tes les données mesurées ont été corré-
lées en fonction des trois facteurs diffé-
rents qui contribuent à la transmission de
chaleur mentionnés ci-dessus.
L’espacement local entre les trous a été
choisi de manière à fournir un équilibre op-
timal entre le taux de transmission de cha-
leur interne et l’effet de refroidissement par
film, de manière à réduire le gradient de
température à travers le brûleur. Le rap-
port entre l’énergie cinétique du jet d’effu-
sion et celle des gaz chauds a été main-
tenu en dessous de 1. Il en résulte une for-
1 3
2
6
7
6ASection A-A
A
5 4
Plate-forme d’essai de la chambre de combustion SEV
1 Entrée du gaz 4 Chambre de combustion 7 Secteur à 2 brûleurs2 Enveloppe sous pression 5 Brûleur3 Sortie du gaz 6 Injecteur de combustible
18
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-
14 R e v u e A B B 4 / 1 9 9 8
mation bien définie du film, parce qu’on
évite que les jets d’air de refroidissement
soient tirés dans le flux de gaz chauds.
A cause de la grande surface à travers la-
quelle l’air de refroidissement est diffusé et
à cause des bonnes propriétés de mé-
lange du mouvement tourbillonnaire héli-
coïdal à l’intérieur du brûleur, le mélange
en avant de la flamme est très uniforme.
Un effet supplémentaire de ce refroidisse-
ment par effusion est fourni par la couche
froide proche de la paroi et à faible teneur
de combustible qui empêche par elle-
même le retour de flamme en direction
amont, à travers la zone de faible vitesse
à proximité de la paroi.
L’efficacité du refroidissement par effu-
sion à l’intérieur du brûleur SEV en relation
avec la position axiale mesurée lors d’es-
sais haute pression sur des composants
de machine réels est illustrée par . Le
paramètre de la charge thermique est dé-
fini sous forme de rapport des coefficients
de transmission de chaleur du gaz de re-
froidissement et des gaz chauds multiplié
par la surface mouillée. Les températures
des parois du brûleur restent toutes bien
en dessous de 850 °C.
La combinaison de ce résultat et du re-
froidissement par convection du parement
fournit un système de refroidissement
hautement efficace et très robuste, avec
une consommation d’air de refroidisse-
17
ment minimisée à seulement 1/10 du débit
d’échappement de la chambre de com-
bustion.
Validation de la conception de la
chambre de combustion SEV
Des essais ont été effectués par pas suc-
cessifs durant le développement de la
chambre de combustion SEV. Des tests
conceptuels et des études de faisabilité
primaires furent exécutés sous des condi-
tions de pression atmosphérique pour dé-
montrer la faisabilité de l’auto-allumage.
Des essais consécutifs furent consacrés à
l’étude de l’influence qualitative de diffé-
rents paramètres, tels que les conditions
d’entrée et différentes configurations des
injecteurs et des générateurs de turbu-
lence.
La prochaine démarche consistait en
tests à pression élevée pour démontrer le
principe fondamentale du prémélange et
de l’auto-allumage sous les conditions
d’exploitation de la machine. La formation
de NOx et la combustion complète du CO
furent également étudiées durant ces es-
sais. La plate-forme d’essai du brûleur à
deux étages SEV était constituée de deux
brûleurs indépendants montés en série.
Le premier brûleur fonctionnait comme
générateur de gaz chauds et simulait les
conditions à l’entrée du brûleur SEV, tan-
dis que le second brûleur constituait le
brûleur SEV à tester.
La conception finale du brûleur SEV a
été validée à l’aide d’une plate-forme
d’essai de grandeur réelle à deux section
travaillant sous les conditions d’exploita-
tion de la machine réelle. Des nombreux
composants, tels que les brûleurs, les lan-
ces à combustible et les segments de pa-
rement étaient identiques à ceux d’une
machine réelle.
montre la plate-forme d’essai haute
pression avec le modèle à deux sections
de la chambre de combustion SEV à l’in-
térieur d’une enveloppe sous pression.
Les conditions d’entrée réelles ont été si-
mulées par un brûleur EV qui alimentait
des gaz chauds dans le brûleur SEV. Cette
disposition d’essai a permis de régler cor-
rectement la pression de l’air à l’entrée du
brûleur, la température de l’air et le débit
massique des gaz.
L’instrumentation de mesure consistait
en thermocouples disposés en plusieurs
endroits entre la lance du brûleur et les
segments de parement. Les émissions à
l’échappement purent être mesurées en
trois positions axiales, en se servant de
capteurs intégraux refroidis à l’eau, cha-
cun d’eux avec 5 trous en disposition ra-
diale. La chute de pression à travers les
trous de prélèvement était telle qu’un re-
froidissement brusque était assuré sous
toutes les conditions. Cinq capteurs fu-
rent installés en différents endroits péri-
phériques à la sortie du brûleur. La section
de mélange put être observée à l’aide d’un
système vidéo, à partir du point d’injection
du combustible.
est une vue de la plate-forme
d’essai avec les deux chambres de com-
bustion de l’installation haute pression.
Les essais furent effectués sous des
conditions allant de l’allumage du brû-
leur SEV jusqu’à la pleine charge. Des
états de combustion stables à l’intérieur
du brûleur purent être observés dans
toute la gamme des conditions d’exploita-
tion.
montre la quantité de NOx formée
dans le brûleur SEV en fonction de la
charge simulée de la machine. L’unité uti-
lisée est le rapport gNOx/kgfuel. Cette valeur
fournit les valeurs des émissions sans l’in-
fluence de la teneur en O2 dans les gaz
d’échappement. Sous des conditions de
20
19
18
Plate-forme d’essai de la chambre de combustion SEV avec alimentation de gaz chauds (à gauche) et enveloppe sous pression SEV (à droite)
19
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-
R e v u e A B B 4 / 1 9 9 8 15
faibles charges, aucune formation de NOxn’a pu être observée. Celle-ci s’est accrue
à environ 1 g/kgfuel à la charge de 100 %.
Pour obtenir les émissions de NOx de la
machine en extrapolant le NOx produit par
le brûleur SEV, il est nécessaire de consi-
dérer le débit en masse du combustible
des deux brûleurs. montre les émis-
sions de NOx prévisionnelles de la ma-
chine sous des conditions typique d’ex-
ploitation à pleine charge, en admettant
des émissions de 18 et de 12 vppm de
21
NOx dues au brûleur EV. Sans production
de NOx dans le brûleur SEV, les émissions
de NOx du brûleur EV seraient réduites de
18 vppm à 11 vppm. Avec une formation
SEV de NOx de 1 gNOx/kgfuel, les émissions
prévisionnelles de la machine seront de 15
NOX
P
3
2
1
0
–140
∆
60 80 100 120%
g/kgfuel
NOXGT
25
15
10
5
00 0.5 1.0 1.5 2.5
NOXSEV∆
vppm15% O2
g/kgfuel
Formation de NOx mesurée dans la chambre de combustion SEV en fonction d’une charge de machine Psimulée (plate-forme à deux sections)
20 Emissions de NOx de la machine en fonction des émissions de NOx des chambres de combustion SEV et EV
NOxGT Emissions de NOx de la turbine à gaz∆NOxSEV Production de NOx de la chambre de combustion
SEV
Rouge Hypothèse d’une émission de 18 vppm de NOxde la chambre de combustion EV
Vert Hypothèse d’une émission de 12 vppm de NOxde la chambre de combustion EV
21
1000
100
10
1
0.1
CO
P
10080604020 %
vppm15% O2
1000
100
10
1
0.1
UHC
P
100908070605040 %
vppm15% O2
Emissions de monoxyde de carbone (CO) mesurées sous une charge de machine (P) simulée (plate-forme d’essai à deux sections)
22 Emissions d’hydrocarbures imbrûlés (UHC) mesurées sous une charge de machine (P) simulée (C3H8 – plate-forme d’essai à deux sections)
23
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-
16 R e v u e A B B 4 / 1 9 9 8
vppm (à 15 % O2), en admettant une quan-
tité de NOx fournie par le brûleur EV de 18
vppm.
Ces études montrent clairement que la
possibilité de réduire les émissions à un ni-
veau s’exprimant par un seul chiffre existe
réellement.
A l’aide de mesures effectuées sous
des conditions de machine réelles à diffé-
rentes distances axiales dans un premier
brûleur expérimental, le volume du brûleur
a été dimensionné pour une bonne com-
bustion totale du CO jusqu’aux conditions
d’exploitation à faible charge. montre
le résultat de l’essai de validation con-
sécutif effectué sur deux sections. Les
émissions d’hydrocarbures imbrûlés
(UHC) sont très basses, comme illustré
par .
Conclusion
La combustion séquentielle a été choisie
pour les turbines à gaz GT24/GT26 pour
obtenir d’une part un rendement de cycle
élevé à des températures d’entrée modes-
tes de la turbine, et d’autre part une tem-
pérature optimale des gaz d’échappement
de la turbine pour le cycle de vapeur d’une
application à cycle combiné. La concep-
tion du premier brûleur, le brûleur EV, a été
prouvée par plus de 800’000 heures de
service. La fiabilité du second brûleur, le
brûleur SEV, a été validée autant par de
nombreuses études fondamentales que
par des essais faisant appel à des compo-
sants de machines travaillant sous des
conditions réelles. Ces essais ont démon-
tré la sécurité du fonctionnement et de fai-
bles émissions de NOx, CO et UHC de la
conception retenue.
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Adresses des auteurs
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