développement du système de com- bustion séquen- tielle ......gaz naturel et pour étendre la...

4 R e v u e A B B 4 / 1 9 9 8

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.

•

R e v u e A B B 4 / 1 9 9 8 5

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


6 R e v u e A B B 4 / 1 9 9 8

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


R e v u e A B B 4 / 1 9 9 8 7

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


8 R e v u e A B B 4 / 1 9 9 8

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


R e v u e A B B 4 / 1 9 9 8 9

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


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


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

R e v u e A B B 4 / 1 9 9 8 11

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


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


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


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


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


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

Dr Franz Joos

Philipp Brunner

Dr Burkhard Schulte-Werning

Dr Khawar Syed

ABB Production d’énergie SA

Case postale

CH-5401 Baden

Téléfax: +41 56 205 8254

E-mail:

[email protected]

[email protected]

Dr Adnan Eroglu

ABB Corporate Research

Segelhof

CH-5405 Baden-Dättwil

Suisse

Téléfax: +41 56 486 7359

E-mail:

[email protected]


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