etude d’un prototype d’une centrale a vapeur
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UNIVERSITE D’ANTANANARIVO
ECOLE SUPERIEURE POLYTECHNIQUE
MENTION : GENIE MECANIQUE ET INDUSTRIEL
PARCOURS : GENIE INDUSTRIEL
Mémoire de fin d’études en vue de l’obtention du Diplôme d’Ingénieur
Grade Master en Génie Mécanique et Industriel
Intitulé :
Présenté par: Monsieur RABEZANAHARY Toky Mbelomiandra
Directeur de mémoire: Monsieur RANDRIAMORASATA Josoa Albert, Professeur titulaire à l’ESPA
Le 29 Septembre 2018
PROMOTION 2015 - 2016
ETUDE D’UN PROTOTYPE D’UNE CENTRALE A
VAPEUR AUTOSUFFISANTE ASSISTEE PAR UN
GENERATEUR HHO
UNIVERSITE D’ANTANANARIVO
ECOLE SUPERIEURE POLYTECHNIQUE
MENTION : GENIE MECANIQUE ET INDUSTRIEL
PARCOURS : GENIE INDUSTRIEL
Mémoire de fin d’études en vue de l’obtention du Diplôme d’Ingénieur
Grade Master en Génie Mécanique et Industriel
Intitulé :
Présenté par: Monsieur RABEZANAHARY Toky Mbelomiandra
Directeur de mémoire : Monsieur RANDRIAMORASATA Josoa Albert, Professeur titulaire à l’ESPA
Président du Jury : Monsieur RAKOTOMANANA Charles Rodin, Maitre de conférences à l’ESPA
Examinateurs :
Madame RAKOTOMANANA Dina Arisoa, Enseignant chercheur à l’ESPA
Monsieur RAKOTOMANANA Godin Michaël, Enseignant chercheur à l’ESPA
Monsieur RAVELOJAONA Johnson, Enseignant chercheur à l’ESPA
PROMOTION 2015 - 2016
ETUDE D’UN PROTOTYPE D’UNE CENTRALE A
VAPEUR AUTOSUFFISANTE ASSISTEE PAR UN
GENERATEUR HHO
REMERCIEMENTS
Avant tout, je tiens à honorer le Seigneur pour sa bienveillance, soutien, et protection tout au long
de notre étude, ceux qui ont conduit à l’achèvement de cet ouvrage.
Ce présent n’a pu être achevé sans l’intervention de plusieurs personnes. Ainsi, je tiens à
adresser mes sincères remerciements à :
Monsieur ANDRIANAHARISON Yvon, Directeur de l’Ecole Supérieure Polytechnique
d’Antananarivo de m’avoir laissé soutenir mon mémoire de fin d’études;
Madame RAKOTOMANANA Dina Arisoa, Chef de Département Génie Mécanique et Industriel,
Monsieur RANDRIAMORASATA Josoa Albert, Directeur de ce mémoire qui, malgré ses lourdes
responsabilités, a bien voulu partager ses connaissances et m’encadrer durant toute
l’élaboration de cet ouvrage ;
Monsieur RAKOTOMANANA Charles Rodin, président du jury de ce présent mémoire ;
Aux membres du jury qui ont pris de leur temps pour ce mémoire :
Monsieur RAKOTOMANANA Godin Michaël, Enseignant chercheur à l’ESPA ;
Monsieur RAVELOJAONA Johnson, Enseignant chercheur à l’ESPA ;
Je ne saurais oublier tous les enseignants à l’ESPA, surtout de la mention Génie Mécanique
Industriel qui nous ont instruits durant ces années d’études.
Mes remerciements sont aussi adressés à ma famille pour leur soutien financier et moral, ainsi
qu’à tous mes amis et collègues.
Mes vifs remerciements aussi aux personnels du Bloc Technique, et à tous ceux qui, de près ou
de loin, ont contribué à la réalisation de cet ouvrage.
Merci beaucoup.
I
Liste des abréviations et des symboles:
SYMBOLES DESIGNATIONS UNITES
α Absorptivité [-]
Ar Nombre d'Archimède [-]
CNTP Condition normale de la température et de la
pression
[-]
Cp Capacité thermique massique [J/kg.K]
Cv Capacité thermique volumique [J/m3.K]
∆ Différence [-]
DECO D'eau Economiseur [-]
DEVA D'eau Evaporateur [-]
E Tension de décomposition [V]
e Épaisseur [m]
ECO Economiseur [-]
EVA Evaporateur [-]
ε Émissivité [-]
F Force [N]
F Constante de Faraday [C/mol]
g Constante gravitationnelle [m/s2]
HHO Dihydrogène - Oxygène [-]
H Hydrogène [-]
H Hauteur [m]
h Conductivité [W/m.K]
h Enthalpie [kJ/kg]
HRSG Heat Recovery Steam Generators [-]
k Coefficient d'échange de chaleur [W/m2.°C1
k Exposant adiabatique [-]
l Chaleur latente [kJ/kg]
L Longueurs [m]
M Masse [Kg]
M masse molaire [g/mol]
m Débit massique [kg/s]
n Nombre de mol [mol]
N2 Diazote [-]
NO Monoxyde d’azote [-]
Nu Nombre de Nusselt [-]
NOx Oxyde d’azote [-]
η Rendement [-]
ODP Ozone Depletion Potential [-]
ORC Organic Rankine cycle [-]
P Pression [Pa]
P Puissance [W]
p Poids [N]
Patm Pression atmosphérique [Pa]
II
Pr Nombre de Prandtl [-]
PCI Pouvoir Calorifique Inférieur [kJ/kg]
PCS Pouvoir Calorifique Supérieur [kJ/kg]
Q Flux [W]
q Densité de flux [W/m2]
r enthalpie de réaction [kJ/kg]
R Résistance thermique [m2.°C/W]
R constante molaire des gaz [J /mol/K]
Re Nombre de Reynolds [-]
ρ Densité [-]
s entropie [kJ/kgK]
S Distance [m]
SHE Surchauffeur [-]
SL Pas longitudinal [m]
SST Siemens Steam Turbine
ST Pas transversal [m]
σ Constante de Stefan-Boltzmann [-]
T Température [°C]
τ Contrainte mécanique [-]
µ Viscosité dynamique [-]
V Volume [m3]
W Travail [Nm]
III
Liste des figures :
Figure 1 Les éléments de la turbine à gaz. .............................................................................................. 3
Figure 2 Classification des turbines à gaz. .............................................................................................. 4
Figure 3 Turbines à gaz à un arbre et à deux arbres. .............................................................................. 5
Figure 4 After-burn d’une turbine à gaz .................................................................................................. 5
Figure 5 Mode de travail. ........................................................................................................................ 6
Figure 6: Représentation de cycle fermé et ouvert. ................................................................................. 7
Figure 7 Coupe d’une turbine à gaz montrant les différentes sections ................................................... 8
Figure 8: Les variations de pression et de température dans les différentes sections de la turbine. ...... 9
Figure 9 Schéma d’une turbine à vapeur. .............................................................................................. 10
Figure 10: Turbine axial. ........................................................................................................................ 11
Figure 11: Turbine radiale ..................................................................................................................... 11
Figure 12: Mode de transmission. ......................................................................................................... 12
Figure 13: Turbine à disque. .................................................................................................................. 13
Figure 14: Turbine à tambour. ............................................................................................................... 13
Figure 15 Diagramme T-S du cycle de Rankine ..................................................................................... 14
Figure 16 Diagramme T-S du cycle de Hirn ............................................................................................ 15
Figure 17 : principe du cycle et digramme T-S ....................................................................................... 15
Figure 18 : Diagramme T-S cycle de Rankine classique. ........................................................................ 16
Figure 19 Schéma et diagramme d’un cycle supercritique .................................................................... 18
Figure 20 Schéma et diagramme d’un cycle ORC d’un fluide R134a ..................................................... 19
Figure 21 : types de fluide en fonction de la température .................................................................... 21
Figure 22: Echangeur thermique ........................................................................................................... 21
Figure 23: Installation de turbine à vapeur sans soutirage. .................................................................. 25
Figure 24: cycle de Rankine. .................................................................................................................. 26
Figure 25: Cycle de Hirn avec une surchauffe g-a.................................................................................. 26
Figure 26: Installation avec soutirage. .................................................................................................. 27
Figure 27: Cycle à soutirage. ................................................................................................................. 27
Figure 28: Évolution des températures dans une chaudière à contre-courant ..................................... 28
Figure 29: Représentation du pincement et de l’approche. .................................................................. 30
Figure 30: Bilan d'énergie dans l'échangeur. ........................................................................................ 30
Figure 31: Représentation des points les plus importants dans Diagramme T-S .................................. 32
Figure 32 Diagramme de Pourbaix sur l’électrolyse de l’eau ................................................................ 40
Figure 33 Influence de la pression sur les paramètres de fonctionnement de l’électrolyseur............... 41
Figure 34 Répartition de la tension en fonction de la densité du courant ............................................ 42
Figure 35 Rendement des premiers électrolyseurs ................................................................................ 43
Figure 36 : Cellule sèche ........................................................................................................................ 44
Figure 37 Electrolyseur immergé ........................................................................................................... 45
Figure 38 : Structure monopolaire ......................................................................................................... 46
Figure 39 : Structure bipolaire ............................................................................................................... 46
Figure 40 : Modélisation en perspective éclatée de notre modèle ........................................................ 49
Figure 41 Dessin de la disposition des électrodes.................................................................................. 49
Figure 42 : Bulleur .................................................................................................................................. 52
Figure 43 : Anti-retour de flamme ......................................................................................................... 52
Figure 44 : Moteur à vapeur par Héron Alexandrie ............................................................................... 53
Figure 45: La machine à vapeur de James Watt .................................................................................... 54
Figure 46: Chaudière à tube d'eau ........................................................................................................ 56
Figure 47 : Échange et circulation dans un générateur de type à tube d'eau ....................................... 56
IV
Figure 48 : Chaudière à tube de fumée ................................................................................................. 57
Figure 49: Parcours des fumées ............................................................................................................. 58
Figure 50 : La circulation de l'eau dans une chaudière à tube de fumée .............................................. 58
Figure 51: Disposition des tubes pour un surchauffeur ......................................................................... 63
Figure 52: Distribution de la température avec flux constant ............................................................... 64
Figure 53: Bilan d'énergie d'un générateur de vapeur .......................................................................... 64
Figure 54 : association directe chaudière-turbine-alternateur ............................................................. 68
Figure 55a: coupe d’une chaudière industrielle..................................................................................... 70
Figure 56: Diagramme des fluides d’une chaudière industrielle ........................................................... 71
Figure 57 Décomposition de la puissance utile ..................................................................................... 78
Figure 58 Bilan d’énergie du système chaudière ................................................................................... 81
Figure 59 Pertes à la cheminée par gaz secs et gaz humides en fonction de la température à la
cheminée ............................................................................................................................................... 86
Figure 60 Evaluation conventionnelle de la perte par les parois : ......................................................... 88
Figure 61 Diagramme de la combustion ............................................................................................... 90
Figure 62 Exemple de chaudière au charbon avec la succession des principaux échangeurs ............... 93
Figure 63 Injection d’eau dans la vapeur en amont du resurchauffeur ................................................ 97
Figure 64: évolution de la température des fumées et des fluides chauffées le long du parcours dans
un exemple de chaudière à 300MW ...................................................................................................... 98
Figure 65 Réglage de la resurchauffe dans le cas d’une chaudière au fuel ou à gaz à pression fixe .. 100
Figure 66 Réglage de la resurchauffe dans le cas d’une chaudière tour à charbon et à pression
glissante ............................................................................................................................................... 101
Figure 67 Vue cavalière d’un échangeur ............................................................................................. 104
Figure 68 Supportage des éléments suivant l’orientation de l’échangeur .......................................... 105
Figure 69 Espacement entre les panneaux des échangeurs ............................................................... 106
Figure 70 Disposition générale des échangeurs et leur étagement .................................................... 107
Figure 71: Sélection des matériaux pour l’échangeur SHT à pleine allure avec l’évolution de leur
température le long du trajet pour le tube 1 ....................................................................................... 108
Figure 72 Ecart de température entre fluide et métal ......................................................................... 109
Figure 73 Profil de la température du métal à mi-épaisseur pour le premier tube d’un échangeur à
panneaux soumis au rayonnement externe ........................................................................................ 110
Figure 74 Exemple de courbes de contraintes admissibles pour trois aciers différents pour tubes
suivant le code américain .................................................................................................................... 112
Figure 75 Exemples de courbes de contraintes admissibles suivant le code français pour différents
types d’aciers pour tubes ..................................................................................................................... 112
Figure 76 Courbe de kessler ................................................................................................................ 113
Figure 77 Schéma du circuit air/fumée................................................................................................ 114
Figure 78 Exemple de réchauffeur d’air tubulaire ............................................................................... 117
Figure 79 Réchauffeurs d’air de type régénératif à empilage mobile ou fixe ..................................... 118
Figure 80 Foyer et tube d’eau .............................................................................................................. 120
Figure 81 Dimensions du foyer en fonction du combustible................................................................ 121
Figure 82 Répartition des chaleurs à l’intérieur du foyer .................................................................... 126
Figure 83 Décomposition du foyer en zone ......................................................................................... 127
Figure 84 Répartition des composants des produits de combustion intervenant dans le rayonnement
............................................................................................................................................................. 129
Figure 85 Absorption des parois .......................................................................................................... 131
Figure 86 Attribution des coefficients d’absorption aux différentes portions de paroi ....................... 132
Figure 87 Profil vertical de chaleur absorbée ...................................................................................... 133
V
Figure 88 Ecoulement eau-vapeur dans un tube vertical .................................................................... 135
Figure 89 Régimes de vaporisation en fonction du flux calorifique..................................................... 136
Figure 90 Titre de vapeur critique en fonction de la densité du flux thermique imposé à un tube
vertical lisse et muni de quatre sillons ................................................................................................. 138
Figure 91 Cloisonnement du collecteur supérieur ............................................................................... 141
Figure 92 Ecoulement avec et sans stratification pour une vaporisation dans un tube horizontal .... 142
Figure 93 Coupe d’une chaudière (70t/h, 63 bar) à circuit chauffé descendant ................................. 142
Figure 94 Schéma de principe d’une chaudière à circulation naturelle : exemple de disposition des
surfaces d’échange .............................................................................................................................. 144
Figure 95 Schéma de principe d’une chaudière à circulation assistée LA MONT (circuit fermé) ........ 146
Figure 96 Circulation asssistée pour les chaudières thermiques ......................................................... 147
Figure 97 Pompe de circulation pour chaudière à circulation assistée ............................................... 148
Figure 98 Schéma de principe d’une chaudière à circulation forcée pure ........................................... 149
Figure 99 Schéma du circuit et diagramme débit/charge d’une chaudière supercritique à circulation
combinée ............................................................................................................................................. 151
Figure 100 Prototype du générateur HHO ........................................................................................... 156
Figure 101 Courbe d'évolution du générateur HHO selon la concentration en bicarbonate de soude159
Figure 102 Simulation sur Thermoptim ............................................................................................... 161
Figure 103 Attribution des paramètres sur Thermoptim .................................................................... 161
Figure 104 Calcul des paramètres d’état sur Thermoptim .................................................................. 162
Figure 105 Bilan sur Thermoptim ........................................................................................................ 163
Figure 106 Résultats de la simulation sur Thermoptim ....................................................................... 163
VI
Liste des tableaux
Tableau 1: Représentant les siloxanes potentiellement performant. ................................................... 23
Tableau 2 Energies de liaison (en kJ/mol) (* : dans le CO2 ; ** : dans les aldéhydes et les cétones) ... 36
Tableau 3 Récapitulatif des différentes propriétés de l’hydrogène ....................................................... 38
Tableau 4 Formules de transformation concernant les caractéristiques des combustibles .................. 74
Tableau 5 Influence des paramètres externes sur la conception d’une chaudière................................ 76
Tableau 6 Evaluation de la puissance utile pour une chaudière de 975t/h ........................................... 80
Tableau 7 Formules de transformation entre PCS et PCI à partir de Q=PCS/sec ................................... 82
Tableau 8 Comparaison entre les valeurs de ces pertes pour des chaudières selon les différents codes
............................................................................................................................................................... 88
Tableau 9 Détermination de l’épaisseur minimale du tube pour la sélection du matériau du tube ... 111
Tableau 10 Comparaison des différents modes de circulation ............................................................ 154
Tableau 11 Les désignations des composants du générateur HHO .................................................... 155
Tableau 12 Récapitulatif des expérimentations effectuées ................................................................ 157
Tableau 13 Récapitulatif corrigé des expérimentations effectuées .................................................... 158
VII
SOMMAIRE
INTRODUCTION ............................................................................................................................ 1
PARTIE I GENERALITE ................................................................................................................... 2
I Généralités sur les turbines ......................................................................................................... 3
I.1. Turbine à gaz ....................................................................................................................... 3
I.1.1. Définition ..................................................................................................................... 3
I.1.2. Les éléments d'une turbine à gaz ................................................................................ 3
I.1.3. Classification des turbines à gaz .................................................................................. 4
I.1.3.1. Par le mode de construction ................................................................................... 4
I.1.3.2. Par le mode de travail.............................................................................................. 5
I.1.3.3. Par le mode de fonctionnement thermodynamique .............................................. 6
I.1.4. Principe de fonctionnement de la turbine à gaz ......................................................... 7
I.1.5. Domaines d’application des turbines à gaz ................................................................. 9
I.1.6. Avantages et inconvénients des turbines à gaz .......................................................... 9
I.2. Turbine à vapeur ............................................................................................................... 10
I.2.1. Définition ................................................................................................................... 10
I.2.2. Classification des turbines à vapeur .......................................................................... 11
I.2.2.1. La méthode de fonctionnement de la turbine à vapeur ....................................... 11
I.2.2.2. Le sens d'écoulement de la vapeur ....................................................................... 11
I.2.2.3. La nature de fonctionnement thermodynamique ................................................ 12
I.2.2.4. Le mode de transmission d'énergie thermique .................................................... 12
I.2.2.5. Le mode de construction ....................................................................................... 12
I.2.3. Principe d’une turbine à vapeur ................................................................................ 13
II Généralité sur les cycles ............................................................................................................ 13
II.1. Le cycle classique ............................................................................................................... 13
II.1.1. Rankine et Hirn .......................................................................................................... 13
II.1.2. Rankine-Hirn .............................................................................................................. 15
II.1.3. Particularité du fluide organique ............................................................................... 17
II.2. Cycle supercritique ............................................................................................................ 17
II.2.1. Appellation ................................................................................................................ 17
II.2.2. Le cycle supercritique théorique ............................................................................... 18
II.3. Cycle ORC ........................................................................................................................... 18
II.3.1. Définition ................................................................................................................... 18
II.3.2. Comparaison entre cycle ORC et cycles à vapeur classique ...................................... 19
III Choix du fluide caloporteur ....................................................................................................... 21
III.1. Importance du choix .......................................................................................................... 21
VIII
III.2. Exemple d'une étude d'analyse de fluide organique pour un cycle ORC .......................... 21
PARTIE II ETUDE BIBLIOGRAPHIQUE .............................................................................................. 1
I Paramètres de la turbine à vapeur ............................................................................................ 25
I.1. Introduction ....................................................................................................................... 25
I.2. Etude théorique ................................................................................................................. 25
I.2.1. Cycle thermodynamique d'une turbine à vapeur suivant le cycle de Rankine et de
Hirn 25
I.2.2. Cycle thermodynamique d'une turbine à vapeur suivant le cycle à soutirage ......... 27
I.3. Evolution des températures dans une chaudière ............................................................. 28
I.3.1. Chaudière de récupération........................................................................................ 28
I.3.2. Echange thermique dans la chaudière par pincement et par l'approche ................. 29
I.3.3. Système à vapeur du cycle de refroidissement ACC ................................................. 31
I.4. Calcul des paramètres de la turbine à vapeur ................................................................... 31
I.4.1. Calcul de l’enthalpie massique dans les points les plus importants ......................... 32
II Hydrogène ................................................................................................................................. 35
II.1. Propriétés de l’hydrogène ................................................................................................. 35
II.1.1. Propriété physique .................................................................................................... 35
II.1.2. Propriété chimique .................................................................................................... 36
II.1.3. Propriété énergétique ............................................................................................... 36
II.2. Obtention de l’hydrogène ................................................................................................. 38
II.3. Générateur HHO ................................................................................................................ 38
II.3.1. Paramètre de l’électrolyse ........................................................................................ 38
II.3.2. Aspect cinétique de l’électrolyse de l’eau ................................................................. 41
II.3.3. Type de générateur de gaz HHO ............................................................................... 43
II.3.4. Valeur énergétique du gaz HHO ................................................................................ 46
PARTIE III ETUDE SUR LA CONCEPTION ET RESULTATS ................................................................. 48
I Etude du prototype du générateur HHO ................................................................................... 49
I.1. Divers calculs ..................................................................................................................... 50
I.2. Organes nécessaires pour l’utilisation du générateur ...................................................... 51
II Etude de la chaudière ................................................................................................................ 53
II.1. Historique .......................................................................................................................... 53
II.2. Rappel sur le fonctionnement d'un générateur de vapeur ............................................... 54
II.3. Classification et caractérisation des différents types de chaudières ................................ 55
II.3.1. Chaudières à tube d'eau ............................................................................................ 55
II.3.2. Chaudières à tube de fumée ..................................................................................... 57
IX
II.4. Notions de base des mécanismes de transfert de chaleur dans les générateurs de vapeur
59
II.4.1. Rayonnement dans un générateur de vapeur .......................................................... 59
II.4.1.1. Calcul de la température adiabatique de la flamme ............................................. 59
II.4.1.2. Calcul du flux échangé par rayonnement .............................................................. 60
II.4.2. Convection dans un générateur de vapeur ............................................................... 62
II.4.2.1. Calcul du coefficient d'échange par convection .................................................... 62
II.4.3. Conduction dans les générateurs de vapeur ............................................................. 63
II.4.4. Bilan global dans un générateur de vapeur............................................................... 64
II.5. Bilan approfondi d’une chaudière ..................................................................................... 65
II.5.1. Rôle et limites d’une chaudière ................................................................................. 65
II.5.2. Connaissances nécessaires pour aborder le calcul d’une chaudière ........................ 66
II.5.3. Définition d’un calcul de chaudière ........................................................................... 67
II.6. Données de départ d’un calcul de chaudière et ses effets sur la conception : ................. 71
II.6.1. Conditions de fonctionnement .................................................................................. 71
II.6.2. Caractéristiques de l’eau et de la vapeur .................................................................. 72
II.6.3. Caractéristiques du combustible ............................................................................... 73
II.6.4. Performances attendues et conditions générales d’utilisation ................................ 75
II.6.5. Conception générale ................................................................................................. 75
II.7. Bilans énergétiques et bilan matière : ............................................................................... 77
II.7.1. Bilans énergétiques ................................................................................................... 77
II.7.1.1. Puissance utile (produite)...................................................................................... 77
II.7.1.1.1. Puissance (ou chaleur) utile principale .......................................................... 77
II.7.1.1.2. Puissance utile annexe ................................................................................... 78
II.7.1.2. Puissances introduites ........................................................................................... 79
II.7.1.2.1. Enthalpie de formation du combustible ........................................................ 82
II.7.1.2.2. Enthalpie sensible du combustible ................................................................. 83
II.7.1.2.3. Puissance introduite par l’air dans la chaudière sous forme d’enthalpie
sensible 83
II.7.1.2.4. Puissances auxiliaires introduites sous forme mécanique ............................. 83
II.7.1.3. Pertes..................................................................................................................... 84
II.7.1.3.1. Perte par enthalpie sensible des fumées ....................................................... 84
II.7.1.3.2. Pertes par imbrûlés ........................................................................................ 86
II.7.1.3.3. Pertes par les parois : rayonnement et convection externe .......................... 87
II.7.1.4. Débit de combustible à brûler à une allure donnée ............................................. 88
II.7.2. Bilan matière ............................................................................................................. 89
X
II.7.2.1. Débit de combustible ............................................................................................ 90
II.7.2.2. Débits d’air et de fumées ...................................................................................... 91
II.7.2.2.1. Répartition du débit d’air ............................................................................... 91
II.7.2.2.2. Répartition du débit de fumées ..................................................................... 91
II.8. Echangeurs ........................................................................................................................ 92
II.8.1. Rôle des échangeurs .................................................................................................. 92
II.8.2. Architecture générale de la chaudière et ordre de parcours des fumées : .............. 95
II.8.2.1. Répartition et variation des échanges suivant l’allure : ........................................ 96
II.8.2.2. Moyens d’action sur les échanges : ...................................................................... 96
II.8.2.3. Contraintes technologiques et économiques ....................................................... 97
II.8.3. Choix de la position et de l’ordre des échangeurs .................................................... 98
II.8.4. Bilan global des échanges ........................................................................................ 102
II.8.5. Calcul sur les échangeurs ........................................................................................ 102
II.8.5.1. Objet du calcul ..................................................................................................... 102
II.8.5.2. Méthode de calcul ............................................................................................... 103
II.8.6. Conception des échangeurs au niveau des éléments de construction ................... 103
II.8.6.1. Pour tous les combustibles, ................................................................................ 104
Ce sont : ............................................................................................................................... 104
II.8.6.2. Pour le cas particulier des combustibles solides ................................................. 106
Ce sont : la quantité de cendres et la température de fusibilité qui interviennent sur : .... 107
II.8.7. Calcul de la température du tube et sélection du métal......................................... 107
II.8.7.1. Effet de la température du fluide chauffé ........................................................... 108
II.8.7.2. Écart de température entre fluide et métal ........................................................ 109
II.8.7.3. Exemple de profil de température métal à mi-épaisseur ................................... 109
II.8.7.4. Contraintes .......................................................................................................... 110
II.8.8. Protections contre la corrosion ............................................................................... 113
II.9. Circuits air/fumées .......................................................................................................... 114
II.9.1. Nature des circuits ................................................................................................... 114
II.9.2. Réchauffeurs d’air ................................................................................................... 116
II.9.2.1. Échangeurs à surface ........................................................................................... 116
II.9.2.2. Échangeurs du type régénératif .......................................................................... 117
II.9.3. Pertes de charge par rapport aux vitesses d’air et de fumées et marges sur débit et
pressions 118
II.9.4. Ventilateurs : ........................................................................................................... 119
II.10. Détermination du foyer ............................................................................................... 119
II.10.1. Rôle du foyer ........................................................................................................... 119
XI
II.10.2. Conception générale ............................................................................................... 121
II.10.2.1. Dimensions du foyer ......................................................................................... 121
II.10.2.2. Construction des parois ..................................................................................... 123
II.10.3. Objet des calculs : .................................................................................................... 124
II.10.4. Calculs : .................................................................................................................... 124
II.10.4.1. Détermination de la chaleur introduite ............................................................ 124
II.10.4.2. Bilan de répartition à l’intérieur du foyer ......................................................... 125
II.10.4.3. Bilan d’échange ................................................................................................. 126
II.10.4.4. Transfert thermique .......................................................................................... 128
II.10.4.4.1. État des produits de la combustion............................................................ 128
II.10.4.4.2. Émissivité .................................................................................................... 128
II.10.4.4.3. Absorption des parois : .............................................................................. 130
II.10.5. Échanges dans le foyer : flux thermiques sur les parois.......................................... 133
II.11. Circulation du fluide chauffé ....................................................................................... 134
II.11.1. Rôle de la circulation ............................................................................................... 134
II.11.1.1. Formation de la vapeur ..................................................................................... 134
II.11.1.2. Transmission de chaleur : température de paroi .............................................. 136
II.11.1.3. Effets sur la conception et la construction ........................................................ 140
II.11.2. Modes de circulation ............................................................................................... 143
II.11.2.1. Circulation naturelle .......................................................................................... 143
II.11.2.1.1. Principe de fonctionnement ....................................................................... 143
II.11.2.1.2. Caractères propres de la circulation naturelle ........................................... 145
II.11.2.2. Circulation assistée par pompe ......................................................................... 145
II.11.2.2.1. Principe de fonctionnement ....................................................................... 145
II.11.2.2.2. Pompes de circulation ................................................................................ 147
II.11.2.2.3. Extension de la circulation assistée par pompe : tubes rainurés ............... 149
II.11.2.3. Circulation forcée .............................................................................................. 149
II.11.2.3.1. Principe de fonctionnement ....................................................................... 149
II.11.2.3.2. Domaine d’application ............................................................................... 150
II.11.2.4. Chaudières supercritiques ................................................................................. 150
II.11.2.5. Comparaison des différents modes de circulation ........................................... 153
III Méthode et réalisation ............................................................................................................ 155
III.1. Générateur de gaz HHO................................................................................................... 155
III.1.1. Préparation .............................................................................................................. 155
III.1.2. Méthode .................................................................................................................. 156
III.2. Chaudière ........................................................................................................................ 159
XII
III.2.1. Thermoptim ............................................................................................................. 160
III.2.2. Modélisation sur Thermoptim ................................................................................. 160
IV Résultats expérimentaux ......................................................................................................... 164
IV.1. Générateur HHO .............................................................................................................. 164
IV.2. Modélisation sur Thermoptim ......................................................................................... 165
V Interprétation .......................................................................................................................... 165
PARTIE IV IMPACTS ENVIRONNEMENTAUX ................................................................................ 166
CONCLUSION ............................................................................................................................. 169
ANNEXES....................................................................................................................................... i
Bibliographie .............................................................................................................................. viii
1
MEMOIRE DE FIN D’ETUDE
INTRODUCTION
Avec l’envergure de la crise environnementale que nous traversons, l’humanité doit
redistribuer les cartes et réorienter son politique énergétique. En suivant la tendance du moment, la
production d’électricité sera dans le futur assurée en bonne partie par des centrales thermiques
alimentées d’une part en énergie fossile et d’autre part en énergies renouvelables. En effet, à moins
de maitriser « la fusion nucléaire », quelle que soit l’ampleur du phénomène de substitution des
énergies fossiles par les énergies renouvelables, lesquelles souvent moins performant, les
combustibles fossiles continueront à tenir une place prédominante à l’échelle mondiale pour assurer
la production d’énergie électrique.
Dans cette optique, l’amélioration de l’efficacité énergétique et la substitution des énergies
fossiles par des énergies vertes ne suffiront pas à réduire la pollution. Les apports calorifiques de la
géothermie profonde, de la biomasse, du biogaz, du gaz de digestion et des UIOM (Unités
d'incinération des ordures ménagères) doivent être valorisés pour utiliser à bon escient ces énergies
gratuites.
C’est pourquoi le choix de ce mémoire dans lequel on s’intéressera à l’étude de la conception
d’un prototype d’une chaudière à vapeur assistée par un générateur HHO visant à alimenter une
turbine à vapeur. Notre but dans cette étude est de produire de l’électricité en n’utilisant que le
dihydrogène issu du générateur HHO. Ainsi, on peut aussi stocker toute forme d’énergie calorifique
sous un état liquide ou gazeux.
L’étude se déroulera en quatre grandes parties :
- Généralités
- Etude bibliographique
- Etude sur la conception et résultats
- Impacts environnementaux
2
MEMOIRE DE FIN D’ETUDE
PARTIE I
GENERALITE
PARTIE I GENERALITE
3
MEMOIRE DE FIN D’ETUDE
I Généralités sur les turbines
I.1. Turbine à gaz
I.1.1. Définition
La turbine à gaz est un moteur à combustion interne de tous les points de vue. En effet, elle prend et
comprime l'air atmosphérique dans son propre compresseur, augmente la puissance énergétique du
fluide carburant dans sa chambre de combustion et convertit cette puissance en énergie mécanique
utile pendant le processus de détente qui a lieu dans la section turbine. L'énergie mécanique qui en
résulte est transmise par l'intermédiaire d'un accouplement à une machine réceptrice, qui produit la
puissance utile pour le processus industriel.
Le plus souvent, une turbine à gaz comprend un compresseur axial qui aspire l'air à la pression
atmosphérique et la comprime; une chambre de combustion, où l'air comprimé est réchauffé à
pression constante par la combustion d'une certaine quantité de combustible (gaz naturel,
kérosène…) et enfin une turbine de détente des gaz jusqu’à la pression atmosphérique.
I.1.2. Les éléments d'une turbine à gaz
Généralement, une turbine à gaz est composée de trois éléments:
Un compresseur, centrifuge ou plus généralement axial, qui a pour rôle de comprimer de l'air
ambiant à une pression comprise aujourd'hui entre 10 et 30 bars environ;
Une chambre de combustion, dans laquelle un combustible gazeux ou liquide est injecté sous
pression, puis brûlé avec l'air comprimé, avec un fort excès d'air afin de limiter la
température des gaz d'échappement;
Une turbine, généralement axial, dans laquelle sont détendus les gaz qui sortent de la
chambre de combustion.
Figure 1 Les éléments de la turbine à gaz.
PARTIE I GENERALITE
4
MEMOIRE DE FIN D’ETUDE
I.1.3. Classification des turbines à gaz
On peut classer les turbines selon différents points:
Par le mode de travail.
Par le mode de fonctionnement thermodynamique.
Par le mode de construction.
Figure 2 Classification des turbines à gaz.
I.1.3.1. Par le mode de construction
L'objectif pour lequel on utilise la turbine à gaz définit le type qu'on doit choisir. Dans l'industrie, on
trouve les turbines à un seul arbre, dites aussi monoarbre. Elles sont généralement utilisées dans le
cas où on cherche un fonctionnement avec une charge constante (pour entraîner les générateurs
d'électricité). Un deuxième type englobe les turbines à deux arbres (bi-arbres); elles ont l'avantage
d'entraîner des appareils à charges variables (pompes, compresseur,…). Elles se composent de deux
parties, la première assure l'autonomie de la turbine, la deuxième est liée à la charge. Un troisième
type peut être aussi cité, ce sont les turbines dites dérivées de l'aéronautique; Elles ont une
conception spéciale suivant le domaine dans lequel elles sont utilisées. Dans ce troisième type, la
partie qui assure l'autonomie de la turbine existe toujours, et l'énergie encore emmagasinée dans les
gaz d'échappement est utilisée pour créer la poussée, en transformant cette énergie (thermique et
de pression) en une énergie cinétique de jet dans une tuyère ou via l’ « after-burn ».
PARTIE I GENERALITE
5
MEMOIRE DE FIN D’ETUDE
Figure 3 Turbines à gaz à un arbre et à deux arbres.
Figure 4 After-burn d’une turbine à gaz
I.1.3.2. Par le mode de travail
On distingue deux types de turbine :
Turbine à action
Où l’énergie thermique est transformée complètement en énergie cinétique dans la directrice. En
effet, la chute d'enthalpie est utilisée en totalité dans la tuyère pour engendrer de l'énergie
cinétique, qui est transformée à son tour en énergie mécanique dans la roue.
La turbine peut être monocellulaire, bicellulaire, ou multicellulaire. Dans les deux derniers cas, la
transformation de l'énergie cinétique en énergie mécanique a lieu en plusieurs étapes. Dans les
aubes fixes intermédiaires, entre les aubes mobiles, il n'existe aucune transformation d'énergie,
seule la direction de la vitesse est modifiée. L’évolution des gaz dans la roue se fait sans variation de
pression statique P0>P1=P2.
PARTIE I GENERALITE
6
MEMOIRE DE FIN D’ETUDE
Turbine à réaction
Dans lesquelles une partie seulement de la chute thermique mise à la position de l'étage, est
transformée en énergie cinétique dans le distributeur; le reste est transformé en énergie cinétique
dans les aubages mobiles de la roue.
L’évolution des gaz dans la roue se fait avec variation de la pression statique P0>P1>P2. Le taux de
réaction ε caractérisera le pourcentage d’énergie thermique totale.
Figure 5 Mode de travail.
I.1.3.3. Par le mode de fonctionnement thermodynamique
Il existe deux cycles thermodynamiques :
Turbine à gaz à cycle fermé
Dans laquelle le même fluide est repris après chaque cycle.
Turbine à gaz à cycle ouvert
C’est une turbine dont l’aspiration et l’échappement s’effectuent directement dans l’atmosphère.
PARTIE I GENERALITE
7
MEMOIRE DE FIN D’ETUDE
Figure 6: Représentation de cycle fermé et ouvert.
Ce dernier type de turbine, notant qu’il est le plus répandu se divise en deux classes :
Turbine à cycle simple
C’est une turbine utilisant un seul fluide pour la production d’énergie mécanique. Après la détente,
les gaz possédant encore un potentiel énergétique sont perdus dans l’atmosphère à travers
l’échappement.
Turbine à cycle régénéré
C’est une turbine dont le cycle thermodynamique fait intervenir plusieurs fluides moteurs dans le but
d’augmenter le rendement de l’installation. En effet, toute énergie produite est utilisée à bon
escient, que ce soit le surplus d’énergie cinétique pour les accessoires ou la chaleur dégagée à
l’échappement pour le chauffage en dehors du système.
De nos jours la turbine à gaz connaît une large utilisation et dans différents domaines et en
particulier dans le domaine des hydrocarbures à cause de leur grande gamme de puissance et leurs
propres avantages.
I.1.4. Principe de fonctionnement de la turbine à gaz
Une turbine à gaz fonctionne de la façon suivante :
elle aspire de l’air du milieu environnant;
elle le comprime à une pression plus élevée;
elle augmente l’énergie de l’air comprimé en ajoutant et en brûlant le combustible dans une
chambre de combustion;
PARTIE I GENERALITE
8
MEMOIRE DE FIN D’ETUDE
elle achemine l’air à pression et à température élevée vers la turbine haute pression (HP), qui
convertit l’énergie thermique en énergie mécanique pour faire tourner l’arbre ; ceci sert,
d’un côté, à fournir l’énergie utile à la machine conduite, couplée avec la machine au moyen
d’un accouplement et, de l’autre coté à fournir l’énergie nécessaire pour la compression de
l’air, qui a lieu en amont dans le compresseur relié directement à la section turbine par un
arbre de transmission;
elle décharge à l’atmosphère les gaz à basse pression et à température résultant de la
transformation mentionnée ci-dessus;
Figure 7 Coupe d’une turbine à gaz montrant les différentes sections
La figure 8 montre les variations de pression et de température dans les différentes sections
de la machine correspondant aux phases de fonctionnement mentionnées ci-dessus.
PARTIE I GENERALITE
9
MEMOIRE DE FIN D’ETUDE
Figure 8: Les variations de pression et de température dans les différentes sections de la turbine.
I.1.5. Domaines d’application des turbines à gaz
Les domaines d’application des turbines à gaz se devisent en deux catégories :
A. Domaines fixes (utilisation industrielle) :
Entraînement des compresseurs.
Entraînement des pompes mécaniques.
Entraînement des alternateurs, etc.
B. Domaines mobiles :
Pour la traction automobile.
Pour la traction ferroviaire.
Pour la propulsion marine.
Pour l’aviation (turboréacteur et turbo hélice).
I.1.6. Avantages et inconvénients des turbines à gaz
- Avantages :
Une puissance élevée dans un espace restreint dans lequel un groupe moteur à combustion
interne de même puissance ne pourrait pas être logé;
PARTIE I GENERALITE
10
MEMOIRE DE FIN D’ETUDE
A l'exception de démarrage et arrêt, la puissance est produite d'une façon continue;
Démarrage facile même à grand froid;
Diversité de combustible pour le fonctionnement;
Possibilité de fonctionnement à faible charge.
- Inconvénients :
Au-dessous d'environ 3000KW, prix d'installation supérieur de celui d'un moteur à
combustion interne;
Temps de lancement beaucoup plus long que celui d’un groupe diesel ; à titre indicatif : 30 à
120 s pour une turbine, 8 à 20 s pour un groupe diesel;
Rendement inférieur à celui d’un moteur diesel (cycle simple). À titre indicatif : 28 à 33 %
pour une turbine de 3000 KW, 32 à 38 % pour un groupe diesel.
I.2. Turbine à vapeur
I.2.1. Définition
La turbine à vapeur est un moteur thermique à combustion externe, fonctionnant selon le cycle
thermodynamique dit de Clausius-Rankine. Ce cycle se distingue par le changement d’état affectant
le fluide moteur qui est en général de la vapeur d'eau. Elle transforme l’énergie thermique de la
vapeur d’eau pendant la détente en énergie mécanique de rotation d’arbre pour entrainer un
dispositif mécanique tournant.
Figure 9 Schéma d’une turbine à vapeur.
PARTIE I GENERALITE
11
MEMOIRE DE FIN D’ETUDE
I.2.2. Classification des turbines à vapeur
On peut classer les turbines à vapeur selon :
La méthode de fonctionnement de la turbine à vapeur.
Le sens d'écoulement de la vapeur.
La nature de fonctionnement thermodynamique.
La méthode de transmission d'énergie thermique.
Le mode de construction.
On a plusieurs critères pour la classification de la turbine à vapeur :
I.2.2.1. La méthode de fonctionnement de la turbine à vapeur
Similairement à une turbine à gaz, on distingue deux méthodes de fonctionnement de la turbine à
vapeur : par une turbine à action ou par une turbine à réaction. L’unique différence réside sur la
nature du fluide traversant la turbine, qui est ici la vapeur d’eau.
I.2.2.2. Le sens d'écoulement de la vapeur
Turbine axiale :
C'est le type le plus utilisé, où les aubes sont placées radialement sur la roue, ce qui exige un
déplacement de vapeur presque parallèle à l'axe de la turbine.
Figure 10: Turbine axial.
Turbine radiale
L’écoulement de la vapeur se fait dans toutes les directions perpendiculaires à l’axe de la turbine.
Figure 11: Turbine radiale
PARTIE I GENERALITE
12
MEMOIRE DE FIN D’ETUDE
I.2.2.3. La nature de fonctionnement thermodynamique
Turbine à condensation :
La vapeur circule suivant un cycle fermé, et l'opération de détente permet de détendre la vapeur
jusqu'à des pressions très basses (0.05 bar). Généralement, ce type de turbine est composé de
turbines haute pression, moyenne pression et basse pression.
Turbine à contre pression :
La vapeur circule suivant un cycle ouvert. A l'échappement, la pression et la température sont
toujours supérieures à ceux de l’atmosphère et sont utilisées pour d'autres fins (séchage, chauffage
industrie chimique,…).
I.2.2.4. Le mode de transmission d'énergie thermique
Transmission directe :
L’énergie mécanique produite est transmise directement à la génératrice à la même vitesse de
rotation figure 12a.
Transmission indirecte :
L'installation nécessite un réducteur de vitesse, comme c'est le cas de la turbine de bateaux ou les
vitesses d'hélices sont plus petites figure 12b.
Figure 12: Mode de transmission.
I.2.2.5. Le mode de construction
Turbine à disque
Les roues à disque sont usinées en monobloc et calée sur un arbre.
PARTIE I GENERALITE
13
MEMOIRE DE FIN D’ETUDE
Figure 13: Turbine à disque.
Turbine à tambour
Les aubes sont calées un à un sur un tambour rapporté sur l'arbre.
Figure 14: Turbine à tambour.
I.2.3. Principe d’une turbine à vapeur
Le principe de fonctionnement d’une turbine à vapeur comprend au moins les étapes suivantes:
L’eau liquide est mise en pression par une pompe et envoyée vers la chaudière
L’eau est chauffée, vaporisée et surchauffée,
La vapeur se détend et refroidit dans la turbine en fournissant de l’énergie mécanique,
La vapeur détendue est condensée au contact de la source froide sous vide partiel.
II Généralité sur les cycles
II.1. Le cycle classique
II.1.1. Rankine et Hirn
PARTIE I GENERALITE
14
MEMOIRE DE FIN D’ETUDE
Ingénieur et physicien écossais né à Édimbourg et mort à Glasgow, William J. M. Rankine commençait
ses recherches par l'étude de la fatigue des métaux et son application aux essieux des locomotives
(1843). S'intéressant ensuite aux propriétés thermodynamiques de la vapeur d'eau, il propose le
cycle qui porte son nom et qui décrit les variations d'état de la vapeur dans une machine thermique.
Ce cycle est surtout utilisé dans les cas où il y a condensation. C'est Rankine qui a dégagé la notion
d'énergie et fait la différence entre énergie potentielle et énergie cinétique. Le cycle de Rankine est
un cycle thermodynamique moteur qui comprend deux isobares et deux adiabatiques. C'est le cycle
qui se rapproche le plus du cycle de Carnot. Il se distingue de ce dernier par la substitution des deux
transformations isothermes par deux transformations isobares qui rendent possible sa réalisation
technique.
Les machines thermodynamiques fonctionnent avec plusieurs transformations successives formant
un cycle. Il comprend la vaporisation de l'eau dans la chaudière, la détente dans la turbine, la
condensation dans un condenseur puis le retour à la chaudière grâce à un système de pompage.
Le cycle de Rankine est la base des machines utilisant la vapeur d'eau dans les centrales thermiques
et nucléaires. Il comprend:
• deux isobares basse pression BP et haute pression HP ;
• deux isentropes (Q= 0).
Il comprend le pompage de l'eau en 1-2, son échauffement en 2-3, sa vaporisation en 3-4, sa détente
avec condensation partielle dans la turbine 4-5, et sa condensation dans le condenseur en 5-1.
Figure 15 Diagramme T-S du cycle de Rankine
On peut représenter le cycle de Rankine dans un diagramme entropique (Température – Entropie
T-S). Dans ce cycle, la compression et la détente sont isentropiques, l'échauffement et la
condensation supposés isobares. A la sortie de la chaudière, la vapeur d'eau peut être surchauffée
PARTIE I GENERALITE
15
MEMOIRE DE FIN D’ETUDE
avant son entrée dans la turbine. On obtient alors le cycle de Hirn représenté à la figure 17 dont le
rendement est bien meilleur que celui du cycle de Rankine simple.
Figure 16 Diagramme T-S du cycle de Hirn
II.1.2. Rankine-Hirn
Dans le domaine des vapeurs condensables, ce cycle peut également s’appeler Rankine-Hirn, selon
que la vaporisation est arrêtée à la sortie de la chaudière, ou qu'elle est prolongée par une
surchauffe supplémentaire (point 5, cas de la turbine). La position de ce dernier point doit permettre
d'accomplir la détente adiabatique ultérieure 5-6, à l'abri de toute manifestation de condensation.
En effet, la vitesse considérable atteinte par la vapeur au cours de sa détente provoquerait
fatalement une abrasion du métal des parois par suite de la projection violente des gouttelettes
engendrées.
Figure 17 : principe du cycle et digramme T-S
PARTIE I GENERALITE
16
MEMOIRE DE FIN D’ETUDE
Dans le cas fréquent où le volume spécifique du liquide est négligeable devant celui de la vapeur en
équilibre, le travail utile de compression par unité de masse, consommé par la pompe d'alimentation
de la chaudière, l'est également. Dès lors, les points 1 et 2 de la figure sont régulièrement confondus
dans les diagrammes usuels (superposition du réseau des isobares de l'état liquide à la courbe limite
de la zone d'équilibre x = 0). Les conséquences du premier principe confèrent aux accroissements
d'enthalpie, des propriétés énergétiques essentielles, telles que la mesure de la chaleur échangée
avec le milieu extérieur le long d'un arc d'isobare, la mesure du travail utile ou celle d'un
accroissement d'énergie cinétique, le long d'un tronçon d'adiabatique. Ces diverses propriétés ont
largement contribué à mettre en valeur l'intérêt du diagramme enthalpie – entropie H, S, de Mollier,
où ces accroissements sont directement mesurés par de simples différences d'ordonnées. Il possède
de surcroît, l'avantage de permettre la représentation graphique des propriétés des mélanges. En
effet, les différents mélanges de composés organiques pour définir le fluide de fonctionnement sont
également directement lisibles sur le diagramme T-S ainsi que pour l’optimisation du cycle, l’éxergie
et les différentes irréversibilités sont lisibles directement. Cela nous permettra de les comparer
rapidement face à la référence du cycle de Carnot.
Figure 18 : Diagramme T-S cycle de Rankine classique.
Le cycle, parcouru dans le sens moteur, est composé des quatre transformations suivantes :
1→2 : Compression adiabatique et réversible (isentropique).
2→3 : Vaporisation isobare et irréversible.
3→4 : Détente adiabatique et réversible (isentropique).
PARTIE I GENERALITE
17
MEMOIRE DE FIN D’ETUDE
4→1 : Liquéfaction isobare.
Notant que l'évaporation isobare du fluide peut être divisée en deux étapes successives : chauffe du
liquide de façon isobare uniquement puis évaporation isobare et isotherme.
II.1.3. Particularité du fluide organique
Ainsi, le cycle de Rankine a besoin d'une source chaude et d'une source froide pour fonctionner. Sa
particularité est que grâce aux propriétés thermodynamiques d’un fluide organique particulier, le
cycle peut fonctionner avec des sources de température plus faibles que le cycle classique. En effet,
ces fluides ont l'avantage de pouvoir changer d'état avec des écarts de température et pression
beaucoup plus minces que pour l'eau. Leurs cloches sur le diagramme entropique sont très fines.
C’est-à-dire on peut obtenir un travail thermodynamique en utilisant peu de source chaude. Nous
évoquerons cette rubrique plus tard dans l’ouvrage.
II.2. Cycle supercritique
II.2.1. Appellation
Les centrales à charbon dites « supercritiques » permettent d’augmenter la quantité d’énergie
produite par tonne de combustible (efficacité thermique). Ces centrales fonctionnent à partir de
vapeur portée à son point critique. En effet, pour l’eau, la vapeur doit être portée à une température
de 374°C et à une pression de 221 bars. Un compromis sur la consommation de combustible et les
limites mécaniques des matériaux a donné des valeurs plus commodes de 565°C à 221 bars.
Ces conditions de pression permettent d’améliorer l’efficacité globale des centrales supercritique qui
nécessitent un apport moins important en combustible par kWh produit. Les émissions d’oxydes
d’azote, de soufre et dioxyde de carbone résultant sont diminués.
En illustration, selon l’Agence Internationale de l’Energie (AIE), le rendement moyen mondial des
centrales à charbon était de 2083 kWh/tonne de charbon, soit une efficacité de 30%. Pour les
centrales supercritiques, il en est de plus de 45%.
Dans l’état de l’art actuel, la plupart des discussions est sur le cycle sous-critique de Rankine sans ou
avec une petite surchauffe de la vapeur à la sortie de l’évaporateur. Mais le cycle supercritique
représente aussi une alternative grâce à l’amélioration du rendement et la réduction de la
destruction exergétique.
PARTIE I GENERALITE
18
MEMOIRE DE FIN D’ETUDE
II.2.2. Le cycle supercritique théorique
Le cycle supercritique, comme celui sous-critique, se compose de 4 éléments avec quelques
différences sur les paramètres d’état:
- Deux isobares BP et HP
- Deux isentropiques (Q=0)
Le fluide cyclé est tout d’abord compressé de la pression basse à la pression haute (supérieure à la
pression critique donc) par la pompe 1-2, la température et l’enthalpie de ce fluide augmentent
après en échangeant avec une source de chaleur dans le générateur de vapeur 2-3. L’énergie
thermique du fluide cyclé est par la suite transformée en énergie mécanique grâce à son expansion
dans le détendeur 3-4. Le fluide de travail est finalement condensé à la pression basse dans le
condenseur 4-1 avant d’être transféré à la pression haute par la pompe pour compléter le cycle.
Figure 19 Schéma et diagramme d’un cycle supercritique
II.3. Cycle ORC
II.3.1. Définition
Le terme ORC est l’acronyme du mot anglais « Organic Rankine Cycle » qui n’est autre que le cycle
thermodynamique de Rankine appliqué à un composé organique. La particularité du cycle ORC est de
pouvoir adapter le cycle classique de Rankine pour faire fonctionner une turbine à partir de basse et
moyenne température. En remplaçant la vapeur d’eau par un composé organique ou fluide
organique (de type réfrigérant issue de la chimie du carbone), il est possible de faire fonctionner le
cycle même jusqu’à 20°C.
Voici un exemple de schéma d’une machine thermodynamique destinée à produire de l’électricité à
partir de faible chaleur, en utilisant un cycle thermodynamique de Rankine fonctionnant avec le
fluide organique R134a.
PARTIE I GENERALITE
19
MEMOIRE DE FIN D’ETUDE
Figure 20 Schéma et diagramme d’un cycle ORC d’un fluide R134a
II.3.2. Comparaison entre cycle ORC et cycles à vapeur classique
Les deux seules technologies matures utilisées pour produire de l’électricité à partir de chaleur sont
les turbines à vapeur classiques et les ORC. Voici quelques inconvénients de l’utilisation de l’eau
comme fluide caloporteur :
- Le traitement de l’eau (purges chaudières) et de fait, la nécessité de mettre en place des
auxiliaires coûteux comme des systèmes de déminéralisation
- La faible densité de la vapeur qui nécessite des turbines devant tourner très vite pour les
faibles puissances ;
- Une forte détente isentropique qui nécessite la mise en œuvre complexe d’un grand nombre
d’étages (irréaliste sur des turbines de relative petite taille à 1 MW) ;
- Le caractère « mouillant » de la détente en turbine, due aux propriétés thermodynamiques
de l’eau, qui implique de surchauffer la vapeur d’eau avant l’entrée de la turbine et qui
entraine l’usure des derniers étages de turbines (à cause des gouttelettes de liquides) ;
- La difficulté de trouver des constructeurs fiables pour des petites puissances ;
- L’impossibilité de fonctionner aux basses températures (impossibilité économique à
températures situées entre 200 et 100°C et impossibilité technique pour des sources à moins
de 100°C).
Ces inconvénients sont donc particulièrement forts pour les petites puissances et les faibles
températures. C’est d’ailleurs un domaine où les turbines à vapeur sont rares. Par rapport à l’eau, il
existe des fluides organiques qui présentent des avantages certains sur ces applications :
PARTIE I GENERALITE
20
MEMOIRE DE FIN D’ETUDE
- Les fluides sont séchants : les modules ORC n’ont pas besoin de surchauffeur et la détente ne
génère pas de gouttelettes de fluides liquides donc il n’y a pas de risque d’endommager la
turbine quand la température de la vapeur de fluide baisse ;
- La densité est élevée : les turbines tournent moins vite et ont moins d’étages, elles sont donc
plus robustes et coûtent moins cher ;
- Les fluides organiques ont des températures d’ébullition inférieures à 50°C (les réfrigérants
s’évaporent à 30-35°C, typiquement à pression ambiante) ;
- Les fluides travaillent en circuit fermé, ne sont jamais pollués et ne nécessitent pas d’être
purgés.
L’ensemble de ces critères entraîne une meilleure fiabilité et de meilleures performances technico-
économiques globalement (sur le domaine d’application des ORC). À noter que les fluides organiques
sont généralement limités par une température maximale d’utilisation, au-delà de laquelle le fluide
se décompose en sous-produits. De ce fait, leur utilisation en haute température est limitée (à la
différence de l’eau qui est stable même à 500°C).
Ainsi, pour des sources de chaleur supérieures à 300 °C/350 °C sous forme liquide ou vapeur, les
cycles à vapeur d'eau sont généralement les plus performants. En dessous de cette température, les
solutions utilisant le cycle à vapeur d'eau ne permettent pas de récupérer des sources de chaleur à
basse température de manière performante ou de faire des centrales de petite taille
économiquement intéressantes.
Pour des sources de chaleur inférieures à 300 °C/350 °C sous forme liquide ou vapeur, les ORC
représentent donc une solution technique plus viable et plus adaptée que les cycles à vapeur d'eau
grâce à leur simplicité de mise en œuvre et d’exploitation mais également grâce à leur grande
fiabilité.
Les coûts de mise en œuvre et d’exploitation et maintenance des turbines à vapeur d'eau et en
particulier la nécessité d’une surveillance par opérateur 24H/24 pour éviter la désurchauffe (avec
risque de génération de gouttelettes d'eau destructrices pour les turbines) sont un handicap certain
dont souffre la technologie des turbines à vapeur. En particulier dans les pays développés où la
solution ORC s’impose de plus en plus pour des installations jusqu’à 5 MW électriques et plus même
pour des températures au-delà de 300°C.
PARTIE I GENERALITE
21
MEMOIRE DE FIN D’ETUDE
III Choix du fluide caloporteur
III.1. Importance du choix
Le choix du fluide est très important car celui-ci doit s'adapter au mieux à la source chaude.
Les réfrigérants sont utilisés pour les sources basse température :
<150°C (R134a)
Des hydrocarbures permettent de valoriser des sources à moyenne température :
150°C-250°C (Benzène)
Les fluides avec des chaînes carbonées possédant un ou plusieurs atomes de Silicium appelés
Siloxanes pour les sources chaudes avec des températures bien plus élevées :
>250°C (Siloxanes)
Figure 21 : types de fluide en fonction de la température
III.2. Exemple d'une étude d'analyse de fluide organique pour un cycle ORC
Figure 22: Echangeur thermique
PARTIE I GENERALITE
22
MEMOIRE DE FIN D’ETUDE
Paramètre de l'étude :
Température d'évaporation : Te=75°C
Température de condensation : Tc=35°C
Rendement turbine mécanique : ηt =0,63
Rendement isentropique turbine : ηts=0,70
Rendement pompe : ηp =0,80
La température extérieure a été prise pour une variation très faible pour les villes Moscou, Bagdad et
Istanbul. Toutes les 3 sont dans le même fuseau horaire que Madagascar et leurs températures
extérieures pendant l'année oscillent entre 25°C et 33°C.
Cette étude a été menée pour une production de 2KW de puissance électrique en sortie, et une
source thermique obtenue par un panneau plan de captage solaire. La puissance de chauffe sera
donc supposée égale au flux apporté par le soleil, situation propice dans cette région de la planète.
Pour cette grande étude complète, il en résulte la sélection de cinq fluides organiques adaptés,
propres, performants : R134a, R152a, R290, R600, R600a.
Tous ces fluides sont bien sûr étudiés et sélectionnés pour une faible température de 90°C. Pour
l'utilisation du fluide R600, toutefois, il faudrait faire attention car il peut y avoir des risques d’entrée
d'air car avant la pompe la pression est plus faible que la pression atmosphérique, donc on préférera
utiliser le R600a.
Nous pouvons remarquer que tous ces fluides sont des fluides frigorigènes, cela est dû à la faible
température de la source chaude. Ainsi la publication « Selection of working fluids for a level low-
temperature geothermal-powered ORC based cogeneration system » de T. Guo, H.X. Wang, S.J.
Zhang nous montre que ces fluides sont adaptés pour l'utilisation en géothermie et pour des
températures inférieures à 150°C.
Pour des températures beaucoup plus élevées que nous rencontrons dans les centrales à biomasse
ou dans les centrales à concentration solaire, les fluides utilisés comme expliqué plus haut sont des
siloxânes.
Ces fluides ont la particularité d'avoir des propriétés thermodynamiques permettant l'exploitation de
sources de température bien plus élevée. Voici l'exemple de plusieurs siloxanes utilisés dans une
étude intitulée « Thermodynamic analysis of high-temperature regenerative organic Rankine cycles
using siloxanes as working fluids » de F.J. Fernández, M.M. Prieto, I. Suárez.
PARTIE I GENERALITE
23
MEMOIRE DE FIN D’ETUDE
Composant Masse
molaire M
Pression
critique
Température
critique
Température
d’ébullition
Facteur
acentrique
MM 162.37752 19.39 245.60 100.52 0.419
MDM 236.531 14.14 290.94 152.53 0.5297
MD2M 310.685 12.27 326.25 194.35 0.668
D4 296.61576 13.32 313.25 175.00 0.589
D5 370.7697 11.60 346.00 210.95 0.6658
D6 444.924 9.61 372.63 244.99 0.7361
Tableau 1: Représentant les siloxanes potentiellement performant.
On remarque que pour des pressions élevées, la température d’ébullition des fluides reste élevée. Ce
qui nous permettra d'obtenir de grandes quantités d'énergie en production finale.
Nota :
Il faut bien garder à l'esprit que l'un des critères de sélection, devant celui de la performance
(rendement du cycle) pour le choix du fluide est celui de l'impact le plus faible sur l'environnement. Il
faut essayer de respecter le protocole de Marrakech, sur le fait que le potentiel de destruction de
l'ozone (ODP : Ozone depletion potential) doit être nul. C’est pour cela que notre choix se dirige vers
l’eau comme fluide caloporteur. On définira ultérieurement les paramètres du système pour une
performance optimale avec ce fluide.
PARTIE II ETUDE
BIBLIOGRAPHIQUE
PARTIE II ETUDE BIBLIOGRAPHIQUE
25
MEMOIRE DE FIN D’ETUDE
I Paramètres de la turbine à vapeur
I.1. Introduction
Les machines thermodynamiques fonctionnent avec plusieurs transformations successives et
répétitives formant un cycle. Dans la turbine à vapeur, c'est la vapeur d'eau qui est le fluide moteur.
Le cycle de la vapeur d'eau est une suite de transformations dans des systèmes ouverts successifs
(chaudière, turbine, condenseur et pompe d'alimentation….).
I.2. Etude théorique
I.2.1. Cycle thermodynamique d'une turbine à vapeur suivant le cycle de Rankine et de Hirn
Le fonctionnement d'une turbine à vapeur peut être modélisé par un cycle de Rankine.
Figure 23: Installation de turbine à vapeur sans soutirage.
On peut représenter le cycle de Rankine dans un diagramme entropique (T-S). Dans ce cycle, la
compression et la détente sont isentropiques, l'échauffement et la condensation supposés isobares.
PARTIE II ETUDE BIBLIOGRAPHIQUE
26
MEMOIRE DE FIN D’ETUDE
Figure 24: cycle de Rankine.
A la sortie de la chaudière, la vapeur d'eau peut être surchauffée avant son entrée dans la turbine.
On obtient alors le cycle de Hirn représenté sur la figure 25.
Figure 25: Cycle de Hirn avec une surchauffe g-a.
On observe que la vapeur n'est pas surchauffée hors de la cloche de saturation. Le cycle s'effectue
avec les transformations thermodynamiques suivants :
[d-f] : réchauffage de l'eau avant évaporation.
[f-g] : évaporation complète sous pression et température constante.
[a-b] : détente isentropique.
[b-c] : condensation complète sous pression et température constante.
[c-d] : compression isentropique jusqu'à la pression d'entrée chaudière.
PARTIE II ETUDE BIBLIOGRAPHIQUE
27
MEMOIRE DE FIN D’ETUDE
I.2.2. Cycle thermodynamique d'une turbine à vapeur suivant le cycle à soutirage
Le principe des soutirages dans une turbine à vapeur est d’utiliser de la vapeur qui a déjà travaillée
dans la turbine pour réchauffer l’eau d’alimentation.
Figure 26: Installation avec soutirage.
On peut représenter le cycle à soutirage dans un diagramme entropique (température–Entropie : T-S).
Figure 27: Cycle à soutirage.
𝜂𝑐 =(ℎ𝑎−ℎ𝑏)−𝛼(ℎ𝑠−ℎ𝑏)
(ℎ𝑎−ℎ𝑓) [1]
L'utilisation des tables des propriétés de l'eau (région surchauffée et région saturée) ANNEXE 6
donne l’enthalpie dans chaque point.
PARTIE II ETUDE BIBLIOGRAPHIQUE
28
MEMOIRE DE FIN D’ETUDE
Interpolation bilinéaire :
Dans la région surchauffée, les calculs se font par une interpolation bilinéaire de chaque fonction
d'état qu'on désire calculer à partir de variables d'entrée.
Les calculs des propriétés thermodynamique se font à partir des variables d'entrée (P,V),(P,h),(P,T)
ou (P,s) ;
Comme par exemple pour le cas de l'entrée (P, s), le principe consiste à chercher dans le tableau les 4
points de coordonnées (Pj,si),(Pj,si+1), (P j+1,si),(P j+1,si+1)
Qui entoure le point (P, s) auquel on veut connaitre les propriétés thermodynamiques de telle façon
que P j<𝑃<P j+1 et si<𝑠<si+1
𝑑ℎ = (𝑑ℎ
𝑑𝑝)𝑠dp + (
𝑑ℎ
𝑑𝑠)𝑝𝑑𝑠 [2]
𝑑ℎ =ℎ𝑗+1,𝑖−h𝑗,𝑖
𝑃𝑗+1,𝑖−𝑃𝑗,𝑖(𝑃 − 𝑃𝑗) +
ℎ𝑗+1,𝑖−h𝑗,𝑖
𝑆𝑗+1,𝑖−𝑆𝑗,𝑖(𝑆 − 𝑆𝑗) [3]
I.3. Evolution des températures dans une chaudière
I.3.1. Chaudière de récupération
Une centrale peut présenter plusieurs chaudières de récupération. Pour notre étude, on va effectuer
des calculs pour une seule chaudière.
La chaudière de récupération est généralement composée d’un économiseur, d’un évaporateur et
d’une surchauffeur, si l’eau et les fumées circulent à contre-courant ou méthodique.
Figure 28: Évolution des températures dans une chaudière à contre-courant
PARTIE II ETUDE BIBLIOGRAPHIQUE
29
MEMOIRE DE FIN D’ETUDE
Section évaporateur
Dans cet évaporateur, en passant par les tubes, l'eau est chauffée jusqu'au point de saturation pour
que la pression circule.
Section surchauffeur
La section de surchauffeur de la chaudière est utilisée pour sécher la vapeur saturée étant séparée
dans le ballon de vapeur. Dans certaines unités, on ne peut pas la chauffer au-dessus du point de
saturation et dans d'autres unités, elle peut être surchauffée à une température importante pour le
stockage de l'énergie supplémentaire. La section surchauffeur est normalement située dans le flux de
gaz chaud, en face de l'évaporateur.
Section économiseur
La section de l'économiseur, parfois appelée un préchauffeur, est utilisée pour préchauffer l'eau
d'alimentation étant introduite dans le système pour remplacer la vapeur retirée du système par le
surchauffeur ou la perte d'eau par la purge. Il est habituellement situé en aval de l'évaporateur. Les
températures à l'entrée de l'évaporateur et à la sortie de l'économiseur sont à la proximité de la
température de saturation pour la pression du système (température d'approche). La quantité de
chaleur qui peut être présente dans le gaz d'échappement est limitée en raison de l'approche de
l'évaporateur, connu sous le nom de pincement.
I.3.2. Echange thermique dans la chaudière par pincement et par l'approche
Deux expressions particulières sont fréquemment utilisées pour caractériser l’échange thermique
dans la chaudière. Il s’agit de :
Température de l’approche :
Ecart de température de l’eau en sortie de l’économiseur par rapport à l’état de saturation dans le
ballon.
Température du pincement :
Ecart de température entre la sortie des fumées à l’évaporateur et la température de saturation dans
la boucle évaporatrice.
PARTIE II ETUDE BIBLIOGRAPHIQUE
30
MEMOIRE DE FIN D’ETUDE
Figure 29: Représentation du pincement et de l’approche.
Débit de vapeur produite
Le débit de vapeur produite se calcule par un bilan d’énergie autour de la chaudière :
Figure 30: Bilan d'énergie dans l'échangeur.
𝑒. 𝑚𝑔𝐶𝑝𝑚𝑜𝑦(𝑇𝑆 − (𝑇𝑔 + ∆T𝑝𝑖𝑛𝑐𝑒𝑚𝑒𝑛𝑡)) = 𝑚𝑣𝑠ℎ𝑎 − [𝑚𝑐𝑜𝑚𝑏ℎ𝑒.𝑐𝑜𝑚𝑏 + (𝑚𝑣𝑠 − 𝑚𝑐𝑜𝑚𝑏)ℎ𝑓] ∆T [4]
D’où l'on tire le débit de vapeur :
𝑚𝑣𝑠 =𝑒.𝑚𝑔𝐶𝑝𝑚𝑜𝑦(𝑇𝑆−(𝑇𝑔+∆T𝑝𝑖𝑛𝑐𝑒𝑚𝑒𝑛𝑡))+𝑚𝑐𝑜𝑚𝑏(ℎ𝑒.𝑐𝑜𝑚𝑏−ℎ𝑓)
(ℎ𝑎−ℎ𝑓) [5]
Avec : 𝑒 =1
𝜂𝑠𝑒𝑐ℎ
𝜂𝑠𝑒𝑐ℎ : Le rendement de l'échangeur.
ℎ𝑒.𝑐𝑜𝑚𝑏: L’enthalpie massique à la sortie du foyer.
PARTIE II ETUDE BIBLIOGRAPHIQUE
31
MEMOIRE DE FIN D’ETUDE
𝑇𝑔∶ Température de la saturation.
I.3.3. Système à vapeur du cycle de refroidissement ACC
Un condenseur refroidi par air (Air Cooled Condenser ACC) est adopté comme une option pour
condenser la vapeur. Cette technologie est préférable au traditionnel condenseur à eau lorsque la
disponibilité en eau est limitée.
Le Bilan d'énergie autour de l'ACC:
𝑚𝑣𝑒(ℎ𝑏 − ℎ𝑐) = 𝑚𝑎𝑖𝑟𝐶𝑝𝑎𝑖𝑟∆T𝑎𝑖𝑟 [6]
𝑚𝑎𝑖𝑟 =𝑚𝑣𝑒(ℎ𝑏−ℎ𝑐)
𝐶𝑝𝑎𝑖𝑟∆T𝑎𝑖𝑟
[7]
I.4. Calcul des paramètres de la turbine à vapeur
Turbine à vapeur ordinaire :
Exemple : Type SST (Siemens Steam Turbine) 𝐒𝐒𝐓−𝟗𝟎𝟎
Les paramètres nécessaires au calcul de la turbine à vapeur sont:
Température d'entrée de la turbine 𝐓𝐚=𝟓𝟔𝟎℃
Pression d'entrée de vapeur 𝐏𝐚=𝟖𝟑𝐛𝐚𝐫
Température de condensation 𝐓𝐛=𝟓𝟐℃
Température de soutirage 𝐓𝐬=𝟐𝟎𝟎℃
Pression saturation de soutirage 𝐏𝐬=𝟒,5𝐛𝐚𝐫
HRSG :
Type HRSG Pression unique sans réchauffage
Les paramètres nécessaires au calcul de la HRSG sont:
Température du pincement ∆𝐓𝐩𝐢𝐧𝐜𝐞𝐦𝐞𝐧𝐭=𝟐𝟓℃
Température d'entrée du DECO 𝐓𝐤=𝟔𝟎℃
Température d'entrée du DEA 𝐓𝐋=𝟏𝟒𝟎℃
Température de sortie du DEVA 𝐓𝐧=𝟏𝟒𝟕℃
Température de sortie du DEA 𝐓𝐞=𝟏𝟒𝟕℃
Température de sortie de l'ECO2 𝐓𝐟=𝟐𝟕𝟓℃
Température d'entrée De la SHE2 𝐓𝐠=𝟑𝟎𝟎℃
Rendement isentropique 𝛈𝐬𝐞𝐜𝐡=𝟎,
PARTIE II ETUDE BIBLIOGRAPHIQUE
32
MEMOIRE DE FIN D’ETUDE
I.4.1. Calcul de l’enthalpie massique dans les points les plus importants
Figure 31: Représentation des points les plus importants dans Diagramme T-S
A partir des tables internationales des propriétés de l'eau (Annexe 6 : région saturée et région vapeur
surchauffée) on lit, puis on calcul l'enthalpie massique (h) dans les points les plus important du cycle
Point (a) à l'entrée de SST :
A partir l'interpolation bilinéaire (p, T) et la relation [2] [tableaux région surchauffée], on aura:
ℎ𝑎 = ℎ {𝑃𝑎 = 83𝑏𝑎𝑟, 𝑇𝑎 = 560°𝐶}
ℎ𝑎 = 3661 (𝑘𝐽
𝑘𝑔⁄ )
𝑠𝑎 = 7.027 (𝑘𝐽
𝑘𝑔. 𝐾⁄ )
Point (b) à la sortie de SST :
Calcul du titre x dans le point b' :
𝑠𝑏′ = 𝑥𝑠𝑏𝑣+ (1 − 𝑥)𝑠𝑏1′ [8]
𝑥 =𝑠𝑏′−𝑠𝑏1′
𝑠𝑏𝑣′−𝑠𝑏1
′ [9]
En appliquant l'interpolation linéaire [tableaux région saturée] :
𝑠𝑏𝑙′ = 𝑠𝑙 { 𝑇𝑏 = 52°𝐶}
𝑠𝑏𝑙′ = 0.72944 (𝑘𝐽𝑘𝑔. 𝐾⁄ )
𝑠𝑏𝑣′ = 𝑠𝑣 { 𝑇𝑏 = 52°𝐶}
PARTIE II ETUDE BIBLIOGRAPHIQUE
33
MEMOIRE DE FIN D’ETUDE
𝑠𝑏𝑣′ = 8.04122 (𝑘𝐽𝑘𝑔. 𝐾⁄ )
On remplace dans l'équation [9] on aura :
𝑥 =7.027 − 0.72944
8.04122 − 0.72949= 0.86
Calcul d'enthalpie massique hb′ :
ℎ𝑏′ = 𝑥ℎ𝑏𝑣′ + (1 − 𝑥)ℎ𝑏𝑙′ [10]
A partir l'interpolation linéaire [tableaux région saturée] :
ℎ𝑏𝑣′ = ℎ𝑣 { 𝑇𝑏 = 52°𝐶}
ℎ𝑏𝑣′ = 2589.2 (𝑘𝐽𝑘𝑔. 𝐾⁄ )
ℎ𝑏𝑙′ = ℎ𝑙 { 𝑇𝑏 = 52°𝐶}
ℎ𝑏𝑙′ = 217.6 (𝑘𝐽𝑘𝑔. 𝐾⁄ )
On remplace dans [10], on aura :
ℎ𝑏′ = 0.86 ∗ 2589.2 + (1 − 0.86)217.6
ℎ𝑏′ = 2257.18 (𝑘𝐽
𝑘𝑔⁄ )
Calcul l'enthalpie massique hb :
𝜂𝑖𝑠 =ℎ𝑏−ℎ𝑎
ℎ𝑏′−ℎ𝑎 [11]
ℎ𝑏 = 𝜂𝑖𝑠(ℎ𝑏′ − ℎ𝑎) + ℎ𝑎 [12]
donc, on aura:
ℎ𝑏 = 0.9 (2257.18 − 3661.3) + 3661.3
ℎ𝑏 = 2397.59 (𝑘𝐽𝑘𝑔⁄ )
𝑃𝑏 = 𝑝{𝑇𝑏 = 52°𝐶 }
𝑃𝑏 = 0.13697 𝑏𝑎𝑟
PARTIE II ETUDE BIBLIOGRAPHIQUE
34
MEMOIRE DE FIN D’ETUDE
Point (s) de soutirage :
ℎ𝑠 = ℎ{𝑃𝑎 = 4.5𝑏𝑎𝑟, 𝑇𝑎 = 200°𝐶 }
En appliquant l'interpolation linéaire [tableaux région vapeur surchauffée]:
ℎ𝑠 = 2862 (𝑘𝐽
𝑘𝑔⁄ )
Point (c) à la sortie d'ACC :
ℎ𝑐 = ℎ𝑙{𝑇𝑐 = 52°𝐶 }
ℎ𝑐 = 216.6 (𝑘𝐽
𝑘𝑔⁄ )
𝑝𝑐 = 0.1369𝑏𝑎𝑟
Point (d) à la sortie de la pompe :
ℎ𝑑 = 𝑣(𝑝𝑑 − 𝑝𝑐) + ℎ𝑐 [13]
A partir l'interpolation linéaire [tableaux région saturée]
𝑣𝑐 = 𝑣𝑙{𝑇𝑐 = 52°𝐶 }
𝑣𝑐 = 1.013 ∗ 10−3 (𝑚3
𝑘𝑔⁄ )
D'après [13], on a :
ℎ𝑑 = 1.013 (7 − 0.1369) + 217.6)
ℎ𝑑 = 224.55 (𝑘𝐽𝑘𝑔⁄ )
Point (L) à la entrée de DEA :
ℎ𝐿 = ℎ𝑙 {𝑇𝐿 = 140°𝐶 }
ℎ𝐿 = 589 (𝑘𝐽𝑘𝑔⁄ )
Point (e) à la sortie de DEA :
ℎ𝑒 = ℎ𝑙 {𝑃𝑒 = 4.5𝑏𝑎𝑟 }
En appliquant l'interpolation linéaire [tableaux région saturée]
PARTIE II ETUDE BIBLIOGRAPHIQUE
35
MEMOIRE DE FIN D’ETUDE
ℎ𝑒 = 619.83 (𝑘𝐽𝑘𝑔⁄ )
Point (n) à la sortie de DEVA :
ℎ𝑛 = ℎ𝑣 {𝑃𝑒 = 4.5𝑏𝑎𝑟 }
A partir interpolation linéaire [tableaux région saturée]
ℎ𝑛 = 2740.84 (𝑘𝐽
𝑘𝑔⁄ )
Point (f) à la sortie d'ECO2 :
ℎ𝑓 = ℎ𝑙 {𝑇𝑓 = 275°𝐶 }
ℎ𝑓 = 1210 (𝑘𝐽
𝑘𝑔⁄ )
Point (g) à la sortie de DR :
ℎ𝑔 = ℎ𝑣 {𝑇𝑔 = 300°𝐶 }
ℎ𝑔 = 2749 (𝑘𝐽𝑘𝑔⁄ )
II Hydrogène
II.1. Propriétés de l’hydrogène
II.1.1. Propriété physique
Dans les conditions normales de température et de pression, l'hydrogène est un gaz moléculaire de
formule H2 avec une densité de 0.09kg/m3. À très basse pression et très haute température
l'hydrogène est un gaz monoatomique de formule H. Il est incolore et inodore, de masse atomique
1.007975g. Il est aussi très volatile et très inflammable en contact avec l’oxygène.
En dessous de 20.28K à pression atmosphérique, il devient liquide sous la masse volumique de
70.973kg/m3.
On obtient son état solide à la température de 14.01K, soit -259.14°C.
L'hydrogène métallique est une phase de l'hydrogène survenant lorsqu'il est soumis à une très
forte pression et à de très basses températures.
Son point d’ébullition se trouve aux alentours de -253°C.
Il a un coefficient de diffusion dans les métaux de 0.3*10(-12) m2/s
PARTIE II ETUDE BIBLIOGRAPHIQUE
36
MEMOIRE DE FIN D’ETUDE
II.1.2. Propriété chimique
L'hydrogène est l'élément chimique de numéro atomique 1, de symbole H. Il présente trois isotopes
connus : le protium stable 1H qui est le plus abondant su Terre, le deutérium stable 2H et le tritium
instable qui est uniquement présent dans les explosions nucléaires. L'hydrogène peut avoir
les nombres d'oxydation 0 (dihydrogène H2 ou hydrogène métallique), +I (dans la plupart de
ses composés chimiques) et –I (dans les hydrures métalliques). L'hydrogène est un
élément électropositif, fréquemment ionisé à l'état H+ ou H3O+. Mais il forme aussi des liaisons
covalentes, notamment dans l'eau et la matière organique.
L'atome d'hydrogène peut perdre son unique électron pour donner l'ion H+, désigné couramment par
le nom de proton. En effet l'atome qui a perdu son seul électron est réduit à son noyau, et dans le cas
de l'isotope le plus abondant 1H, ce noyau n'est constitué que d'un proton. Cette appellation n'est
pas rigoureusement correcte si l'on tient compte de la présence, certes discrète (inférieure à 0,02 %),
des autres isotopes. L'appellation hydron est plus générale (on dit aussi ion hydrogène, malgré la
confusion possible avec l'anion H–). Son rayon est très petit : environ 1,5 × 10−15 m contre 5
× 10−11 m pour l'atome.
II.1.3. Propriété énergétique
Cette molécule est fortement énergétique puisque il dégage 120.5 MJ/kg d’hydrogène. A titre de
comparaison, l’essence dégage seulement 47.3MJ/kg. En effet, selon le tableau 2 suivant,
Tableau 2 Energies de liaison (en kJ/mol) (* : dans le CO2 ; ** : dans les aldéhydes et les cétones)
D’après la réaction de combustion de l’hydrogène 2H2 +O2 = 2 H2O, on remarque dans 2 moles
d’hydrogène il y a 2 liaisons H-H, dans 1 mole d’oxygène il y a 1 liaison O=O, dans 2 moles d’eau il y a
4 liaisons O-H. Alors, dans le mélange hydrogène + oxygène (3 moles), il y a 1358 kJ d’énergies de
liaison, puis dans les molécules d’eau produites (2 moles de vapeur), il y a 1840 kJ d’énergies de
liaison. Ainsi, la réaction est exothermique, et elle produit un excès de chaleur de 482 kJ pour 2
PARTIE II ETUDE BIBLIOGRAPHIQUE
37
MEMOIRE DE FIN D’ETUDE
moles d’hydrogène, soient 241 kJ par mole de H2. Cela équivaut à 120,5 kJ/g, donc 120,5 MJ/kg
d’hydrogène.
Voici un tableau récapitulatif de ses différentes propriétés :
Propriétés Valeur numérique
PCI (Pouvoir calorifique inférieur)
10 800 kJ/Nm3
119 930 kJ/kg (gaz naturel : 50 020kJ/kg)
3.00 kWh/Nm3
33.33 kWh/kg
PCS (Pouvoir calorifique supérieur : inclut
l’énergie de la vapeur d’eau)
12 770 kJ/Nm3
141 860 kJ/kg
3.55 kWh/Nm3
39.41 kWh/kg
Densité gazeuse à 20,3K 1.34 kg/m3
Densité gazeuse à 273K 0.08988 kg/Nm3 (gaz naturel 0.6512 kg/Nm3)
Densité liquide à 20.3K 70.79 kg/m3
Chaleur spécifique (Cp) 14 266 J/kg.K (293K)
Chaleur spécifique (Cv) 10 300 J/kg.K
Conductivité thermique du gaz 0.1897 W/(m.K)
Chaleur d’évaporation 445.4 kJ/kg
Energie théorique de liquéfaction 14 112 J/g (3.92kWh/kg)
Electronégativité (Pauling) 2.1
Masse atomique 1.0079
Constante du gaz 4 124.5 J/kg.K
Température de solidification 14.01K
Température d’ébullition (à 1013 mbar abs.) 20.268K
Température critique 33.30K
Température d’auto inflammation dans l’air 858K (gaz naturel 813K)
Température de flamme dans l’air à 300K 2 318K (gaz naturel 2 148K)
Limites d’inflammabilité dans l’air (vol %) 4-75 (gaz naturel 5.3-15)
Limites de détonation dans l’air (vol %) 13-65 (gaz naturel 6.3-13.5)
Energie minimale d’inflammation (µJ) 20 (gaz naturel 290)
Energie explosive théorique (kg de TNT/m3 de
gaz) 2.02 (gaz naturel 7.03)
PARTIE II ETUDE BIBLIOGRAPHIQUE
38
MEMOIRE DE FIN D’ETUDE
Propriétés Valeur numérique
Surpression de détonation (mélange
stœchiométrique) 14.7 bars (gaz naturel : 16.8 bars)
Coefficient de diffusion dans l’air 0.61 cm²/s (gaz naturel 0.16)
Vitesse de flamme dans l’air 260 cm/s (7 fois le gaz naturel)
Vitesse de détonation dans l’air 2.0 km/s (gaz naturel 1.8 km/s)
Mélange stœchiométrique dans l’air (vol) 29.53% (gaz naturel 9.48%)
Tableau 3 Récapitulatif des différentes propriétés de l’hydrogène
II.2. Obtention de l’hydrogène
L’hydrogène est un des molécules les plus abondants sur Terre. Il peut se présenter sous différentes
formes : dihydrogène simple, hydrogène métallique, hydrures métalliques. Il existe plusieurs
procédées pour obtenir de l’hydrogène sous forme gazeux, quelques fois liquide. Citons ici le
craquage de l’eau, l’électrolyse, reformage à sec d’hydrocarbures, vaporeformage du gaz naturel
- Le craquage de l’eau : un procédé d’obtention d’hydrogène et d’oxygène, en dissociant par la
chaleur les atomes composant la molécule d’eau. C’est une réaction thermochimique
commençant à haute température (850 à 900°C) et se complète vers 2500°C.
- L’électrolyse : un procédé qui vise à réaliser des réactions chimiques grâce à une activation
électrique. Elle permet la séparation d’éléments ou la synthèse de composées chimiques.
Dans notre cas, elle est utilisée pour rompre les liaisons atomiques de l’hydrogène et de
l’oxygène.
- Le reformage à sec d’hydrocarbure : c’est une réaction chimique endothermique qui vise à
briser les liaisons atomiques des hydrocarbures pour former du dihydrogène. La réaction de
reformage du méthane est donnée par : CH4+ CO2 2CO + 2H2 avec ∆H=247 kJ/mol
- Le vaporeformage du gaz naturel : il consiste à faire réagir le gaz naturel avec de la vapeur
d’eau en présence d’un catalyseur (souvent du nickel). Ce procédé a lieu à haute
température (850 à 900°C). La réaction se produit comme suit : CH4 + H2O CO + 3H2 avec
∆H=206.2 kJ/mol. Le vaporeformage des hydrocarbures est une méthode fortement utilisée
pour produire de l’hydrogène.
II.3. Générateur HHO
II.3.1. Paramètre de l’électrolyse
L’électrolyse de l’eau est une réaction électrochimique qui vise à séparer la molécule d’eau en deux
gaz soit l’hydrogène et l’oxygène. La cellule électrolytique est constituée de deux électrodes,
habituellement en métal inerte. Cette réaction est produite lorsqu’un courant continu se déplace de
l’anode à la cathode en passant par l’eau. En fait, L’eau introduite dans l’électrolyseur doit être la
PARTIE II ETUDE BIBLIOGRAPHIQUE
39
MEMOIRE DE FIN D’ETUDE
plus pure possible car les impuretés demeurent dans l’appareil et s’accumulent au fil de l’électrolyse.
Elles finissent par perturber les réactions électrolytiques par :
- formation de boues ;
- action des chlorures (les halogénures en général) qui détruisent la protection par nickelage
ou le nickel massif des anodes.
L’électrolyse nécessite environ 1,23 volt pour se faire à la température de 25°C. En effet, les
équations suivantes montrent les potentiels au niveau des électrodes.
Anode (oxidation): 2 H2O(l) → O2(g) + 4 H+(aq) + 4e− Eo = +1.23 V
Cathode (réduction): 2 H+(aq) + 2e− → H2(g) Eo = 0.00 V
La différence de potentiel d’une cellule d’électrolyseur est donné par :
Eocellule = Eo
cathode − Eoanode = −1.23 V à 25 °C sous un pH 0
Démonstration de la tension de décomposition :
L’équation de Nernst démontre la tension de décomposition réversible sous la forme :
𝐸𝑟𝑒𝑣 = 𝐸0 +𝑅𝑇
2𝐹𝑙𝑛
𝑃𝐻2𝑃𝑂21/2
𝑎𝐻2𝑂 [13]
Avec R constante molaire des gaz (= 8,314 4 J · mol–1· K–1),
T(K) température thermodynamique,
F constante de Faraday (= 96 487 C · mol –1),
E0(V) tension de décomposition réversible dans les conditions normales (0°C,
pression atmosphérique),
PH2 =PO2=P(Pa) pression de service de l’électrolyseur,
aH20 activité de la solution ;
D’où,
𝐸𝑟𝑒𝑣 = 𝐸0 +3𝑅𝑇
4𝐹𝑙𝑛𝑃 −
𝑅𝑇
2𝐹ln 𝑎𝐻2𝑂 [14]
A température ambiante de 20°C, on a :
𝐸𝑟𝑒𝑣 = 1.233 + 0.0435𝑙𝑛𝑃 [15]
Cette tension de décomposition réversible s’établit donc à 1.229V dans les conditions normales.
PARTIE II ETUDE BIBLIOGRAPHIQUE
40
MEMOIRE DE FIN D’ETUDE
D’après le diagramme de Pourbaix, cette différence de potentiel entre l’anode et la cathode reste
inchangée pour toute valeur de pH de l’eau.
Figure 32 Diagramme de Pourbaix sur l’électrolyse de l’eau
Pour de meilleurs résultats, un ajout d’électrolyte dans l’eau est nécessaire, car l’eau pure n’est
pratiquement pas conductrice donc la réaction est très lente. Par exemple, en utilisant de
l’hydroxyde de potassium, la concentration variable en fonction de la température de
fonctionnement est :
- de 25 % en masse pour une température de 80 à 90°C ;
- de 30 à 35 % à 120°C ;
- de 40 % à 160°C.
L’électrolyte est une substance conductrice possédant des ions en mouvements. Les ions permettent
au courant de voyager plus rapidement entre les électrodes. De plus, tous les matériaux conducteurs
peuvent être pris comme électrode, mais ils ne sont pas tous efficaces. Par exemple, le cuivre ou
encore le fer sont de mauvais matériaux, car ce sont des matériaux qui s’oxydent facilement.
L’électrolyse augmente l’effet d’oxydation. Il est donc beaucoup plus avantageux d’utiliser des
matériaux comme l’acier inoxydable, l’aluminium, la platine ou l’or qui rouillent très peu ou pas.
La réaction se produit comme suit : Le courant électrique dissocie la molécule d'eau (H2O) en
ions hydroxyde HO– et hydrogène H+ : dans la cellule électrolytique, les ions hydrogène acceptent
des électrons à la cathode dans une réaction d'oxydoréduction en formant du dihydrogène gazeux
PARTIE II ETUDE BIBLIOGRAPHIQUE
41
MEMOIRE DE FIN D’ETUDE
(H2), selon la réaction de réduction : 2H+ + 2e- = H2(g) , alors qu'une oxydation des ions hydroxyde,
qui perdent donc des électrons, se produit à l'anode afin de fermer le circuit électrique (équilibre de
la réaction chimique en charges) : 2H2O(l) = O2(g) + 4H+(aq) + 4e-.
Ce qui donne l’équation de décomposition par électrolyse suivante:
2H2O (l) = 2H2 (g) + O2 (g)
La quantité de matière de dihydrogène gazeux produite est donc deux fois celle de dioxygène. Selon
la loi d’Avogadro, le volume récupéré de dihydrogène produit est aussi deux fois plus important que
celui de dioxygène.
II.3.2. Aspect cinétique de l’électrolyse de l’eau
La tension de cellule réelle d’un électrolyseur s’exprime comme suit :
𝐸 = 𝐸𝑟𝑒𝑣 + 𝜂𝑎 + 𝜂𝑐 + ℛ𝐽 [16]
Avec 𝜂𝑎(V) surtension anodique,
𝜂𝑐(V) surtension cathodique,
ℛ(Ω.cm2) résistance globale (ou chute ohmique du diaphragme, épaisseur des
compartiments, effet d’écran des bulles),
𝐽(A/cm2) densité de courant
Voici un exemple de courbe montrant l’influence de la pression sur les paramètres de
fonctionnement de l’électrolyseur :
Figure 33 Influence de la pression sur les paramètres de fonctionnement de l’électrolyseur
PARTIE II ETUDE BIBLIOGRAPHIQUE
42
MEMOIRE DE FIN D’ETUDE
La figure ci-dessous montre un exemple de répartition de la tension en fonction de la densité du
courant :
Figure 34 Répartition de la tension en fonction de la densité du courant
Les dégagements d’hydrogène et d’oxygène aux électrodes se trouvent facilités par l’action
catalytique de la surface de l’électrode. Et la turbulence engendrée par les bulles qui se dégagent et
la concentration élevée de l’électrolyte empêchent la polarisation de la solution. C’est-à-dire que la
solution est toujours malaxée et aucune concentration de particule ne se présente.
La loi de Tafel régit les surtensions et la tension d’une cellule s’exprime en fonction de la densité de
courant par :
E= a + b lg J + cJ [17]
Et les surtensions anodique et cathodique d’électrodes activées 𝜂𝑎 𝑒𝑡 𝜂𝑐 suivent une loi de type
𝜂 = 𝐴 + 𝐵 lg 𝐽 [18]
De ce fait, pour avoir la tension de cellule la plus basse possible pour une densité de courant donnée,
on doit voir les critères suivants :
- le choix du matériau des électrodes : pour réduire les pertes par surtension tout en préservant une
résistance suffisante à la corrosion
PARTIE II ETUDE BIBLIOGRAPHIQUE
43
MEMOIRE DE FIN D’ETUDE
- la température maximale de fonctionnement : définie par le compromis entre la réduction des
surtensions et la tenue à la corrosion des électrodes
- la forme géométrique des électrodes : pour permettre l’évacuation des bulles formées en dehors du
champ électrique de l’électrolyse
- le malaxage ou la circulation de l’électrolyte : pour éviter les différences de concentration entre les
compartiments anodique et cathodique, à la fois pour favoriser le dégagement de la chaleur par effet
Joule et pour stabiliser la température à l’entrée et à la sortie d’une cellule d’électrolyse
- la concentration de l’électrolyte : pour optimiser la conductivité électrique à une température
donnée
- le traitement des surfaces des électrodes : aussi pour réduire les surtensions grâce à un
accroissement de la surface active
- le diaphragme : pour limiter au maximum la chute ohmique, donc un diaphragme fin, de porosité
de faible diamètre et de nombre élevée
Voici une illustration du rendement de l’électrolyseur lors des temps des premiers appareils
industriels.
Figure 35 Rendement des premiers électrolyseurs
Rappelons que 1Nm3 = 1m3 de gaz mesuré à 0°C et à pression atmosphérique
II.3.3. Type de générateur de gaz HHO
Il existe deux types d’électrolyseur : l’électrolyseur à cellule sèche et l’électrolyseur immergé. Ces
deux procédés possèdent chacun leurs avantages et inconvénients.
L’électrolyseur à cellules sèches met en disposition deux ou plusieurs électrodes au milieu desquels
est introduit l’électrolyte. Le tout est étanchéifié avec un joint entre chaque électrode. L’extraction
PARTIE II ETUDE BIBLIOGRAPHIQUE
44
MEMOIRE DE FIN D’ETUDE
des gaz se fait par des orifices faits au préalable sur les électrodes. Voici un exemple de cellules
sèches.
Figure 36 : Cellule sèche
Non seulement il a l’avantage de nécessiter un volume d’électrolyte minimal juste pour remplir les
espaces entre plaques mais les câblages électriques nécessaire ne sont pas en contact avec
l’électrolyte, voici pourquoi l’appellation cellule sèche. Seules les plaques d’électrodes et les jointures
sont donc exposées aux réactions chimiques au cours de l’électrolyse. De plus, l’électrolyseur à
cellule sèche est compact et peu encombrant. Le seul inconvénient de cette configuration est que la
surface fonctionnelle de l’électrode est limitée par celle des jointures utilisées.
L’électrolyseur immergé comme son nom l’indique est l’ensemble de deux ou plusieurs électrodes
immergé dans une solution électrolytique. Il peut avoir une forme cylindrique, rectangulaire ou
hélicoïdale. Un contenant scelle le tout hermétiquement et par lequel un orifice sert à extraire les
gaz. Il a l’avantage d’exploiter toute la surface des électrodes mais les câblages sont soumis eux aussi
aux réactions chimiques de l’électrolyse. De plus, le générateur devient plus imposant et plus lourd.
PARTIE II ETUDE BIBLIOGRAPHIQUE
45
MEMOIRE DE FIN D’ETUDE
Figure 37 Electrolyseur immergé
Dans ces deux types d’électrolyseur, on peut encore utiliser deux structures différentes :
- La structure utilisant des électrodes monopolaires dans laquelle chaque anode est connectée au
pôle positif, chaque cathode au pôle négatif. Cette disposition peut être branchée en série ou en
parallèle et implique l’utilisation d’une source d’alimentation de faible tension mais de forte
intensité. De plus elle engendre une chute ohmique importante.
- La structure utilisant des électrodes bipolaires dans laquelle chaque électrode est cathode sur une
face et anode sur l’autre face. Il n’existe plus de liaison externe entre électrode et la conduction se
déroule à l’intérieur même de l’électrode au travers de son épaisseur. Ainsi, la chute ohmique
devient minimale. Mais cette structure nécessite des électrodes de forte résistance à la corrosion.
PARTIE II ETUDE BIBLIOGRAPHIQUE
46
MEMOIRE DE FIN D’ETUDE
Figure 38 : Structure monopolaire
Figure 39 : Structure bipolaire
II.3.4. Valeur énergétique du gaz HHO
Tout d’abord, la chaleur mise en jeu lors d'une réaction chimique effectuée à température et
pression constante, correspond à la variation de la fonction d'état enthalpie : ΔH. Cette différence
d’énergie, exprimée en kilojoules par mole, peut-être :
- Positive (endothermique)
- Négative (exothermique)
- Nulle (athermique).
PARTIE II ETUDE BIBLIOGRAPHIQUE
47
MEMOIRE DE FIN D’ETUDE
Plus une réaction est exothermique plus elle produit des substances énergétiquement stables par
rapport aux réactifs. L'oxygène et l'hydrogène réagissent spontanément pour former de l'eau
(réaction exothermique). Par contre, la réaction inverse, c'est-à-dire transformer l'eau en hydrogène
et en oxygène requiert une certaine quantité de chaleur (endothermique).
Le rendement du générateur HHO est le rapport entre l’énergie fournie par le gaz HHO et l’énergie
nécessaire pour l’électrolyse. L’énergie obtenue est le produit de la réaction de dissociation de l’eau
(H2O) : 2 H2O (l) → 2 H2 (g) + O2(g) - 285.84. Cette réaction exothermique libère une enthalpie de
285.85kJ/mol. D’où la valeur énergétique du gaz HHO produit est de :
285.85Kj/mol * nombre de mol de gaz HHO obtenu par la loi des gaz parfait dans les CNTP. Tandis
que l’énergie nécessaire pour l’électrolyse est donnée par la puissance consommée par le
générateur.
PARTIE III ETUDE
SUR LA CONCEPTION
ET RESULTATS
PARTIE III ETUDE SUR LA CONCEPTION ET RESULTATS
49
MEMOIRE DE FIN D’ETUDE
I Etude du prototype du générateur HHO
Pour rester sur un coût convenable et obtenir un rendement de production de HHO optimal suivant
les moyens à disposition, notre étude s’est basée sur la base de calcul précédente. Cette dernière
nous a permis de proposer le modèle suivant, conçu sous SolidWork.
Figure 40 : Modélisation en perspective éclatée de notre modèle
Il est composé de 19 plaques d’acier inoxydable dont dix électrodes et neufs plaques de neutre. Il a
été agencé de façon à la fois bipolaire et monopolaire monté en parallèle. En effet, tandis que les
électrodes sont en structure monopolaire, les plaques de neutres suivent la structure bipolaire du
fait qu’ils jouent le rôle d’interstice entre deux électrodes. On a assemblé le tout avec deux plaques
de plexiglass à chaque extrémité ensuite maintenu l’ensemble par deux plaques d’acier.
Figure 41 Dessin de la disposition des électrodes
PARTIE III ETUDE SUR LA CONCEPTION ET RESULTATS
50
MEMOIRE DE FIN D’ETUDE
I.1. Divers calculs
D’après ce qu’on a vu plutôt dans l’ouvrage, la différence de potentiel nécessaire dans une cellule est
de 1.23V. Par contre, l’énergie de démarrage, la diffusion des ions de la réaction, la résistance des
câblages et des électrodes, le fine film d’eau à la surface des électrodes, la formation des bulles au
niveau des surfaces, tous ces facteurs réunis conduisent à utiliser un surpotentiel que nous allons
montrer plus bas.
Rappelons que, à 25°C et à la pression atmosphérique, la tension nécessaire à la dissociation des
molécules de dihydrogène et d’oxygène est de 1.23V. Aussi, le coefficient d’évolution de cette valeur
par rapport à la température est de -0.85mV/K, ce qui veut dire qu’à 100°C, la tension de dissociation
nécessaire est de 1.17V.
D’où, d’après ces données, on peut calculer l’énergie spécifique nécessaire pour dissocier
l’hydrogène à 25°C comme suit :
L’énergie nécessaire pour détacher 1kg d’hydrogène gazeux.
𝑊𝐻2 =𝑈∗𝑄
𝑉𝑜𝑙𝑢𝑚𝑒 𝑑𝑒 1 𝐾𝑔 𝑑𝑒 𝐻2 [18]
Q = z.F.M = 2 x 96487 x 0.5=96487As/mol=26801 Ah/kg
Avec F : constant de Faraday [C/mol]
Comme le volume de 1kg de H2 à condition normale de la température et de pression est de 12474 l,
l’énergie requise pour produire 1l d’hydrogène est :
WH2=26801 x 1.23/12474 = 2.64Wh/l
Notons que le volume molaire d’un gaz parfait est de 22.4 litres à la pression atmosphérique et à 0°C.
Mais à la température ambiante de 20°C, cette valeur est de 24.05 litres.
Or, la loi d'Avogadro stipule qu’à pression et température donnée, tous les gaz parfaits ont le même
volume molaire.
Et, selon la loi de Dalton, à température T et volume V donnés, chacun des N constituants d'un
mélange de gaz parfaits se comporte comme s'il était seul.
D’où, on peut appliquer la formule donnant le volume molaire d’Avogadro de l’HHO comme suit :
1 l HHO (Patm, 20°C) = Xmol * 24.05
Xmol=1/24.05=0.0415
PARTIE III ETUDE SUR LA CONCEPTION ET RESULTATS
51
MEMOIRE DE FIN D’ETUDE
L’énergie produite par 1l de gaz HHO est donc:
Q1L HHO produite= 286KJ/mol * 0.0415 = 11.891 KJ
En utilisant la première loi de Faraday sur l’électrolyse, qui énonce que la quantité de substance
libérée lors de l’électrolyse à une électrode est proportionnelle au temps et au courant électrique, on
peut utiliser la formule suivante :
V= 𝑅∗𝐼∗𝑇∗𝑡
𝑃∗𝐹∗𝑧 [19]
Où V : volume de gaz HHO en litres par cellule
R : constante des gaz parfait = 0.082L.atm/mol.K
I : intensité du courant en Ampère
T : température de la solution en K
t : temps de fonctionnement en seconde
P : pression de l’électrolyse (= pression atmosphérique)
F : constante de Faraday = 96485.31 C/mol ou As/mol
z : nombre d’excès d’électron (2 pour l’hydrogène et 4 pour l’oxygène)
Puis, d’après la loi de Faraday sur l’électrolyse, l’intensité du courant la plus effective est
sensiblement égale à 0.1A/cm2 par cellule. Notre électrode est limitée par une jointure de 22 cm de
diamètre, donc de 379.94cm2 de surface, la surface utile est de 379.94 soustrait de la surface
d’évacuation des gaz de 75cm2. D’où la surface utile est de 303.96cm2. L’intensité par cellule est
donc de 30.39A
VH2+VO2=0.0820∗30.3∗298∗3600
96485.31∗1∗2+
0.0820∗30.3∗298∗3600
96485.31∗1∗4= 13.812874𝐿/ℎ + 6.906437𝐿/ℎ = 20.7193𝐿/ℎ
Pour notre modèle donc, de 18 cellules, la production de gaz HHO est de 372.9476L/heure.
I.2. Organes nécessaires pour l’utilisation du générateur
- Le bulleur :
C’est un récipient rempli d’eau ou parfois de solution acide placé juste à la sortie du gaz HHO. Il a
pour rôle principale de condenser les éventuelles vapeurs d’eau contenus dans le gaz et aussi de
retenir les particules basiques du gaz. Par sa conception, il joue aussi le rôle de protection anti-retour
de flamme vers le générateur. A sa sortie, le gaz HHO est en légère surpression par rapport à la
pression atmosphérique du fait du poids de l’eau dans le récipient.
PARTIE III ETUDE SUR LA CONCEPTION ET RESULTATS
52
MEMOIRE DE FIN D’ETUDE
Figure 42 : Bulleur
- L’anti-retour :
C’est un tube de métal divisé en plusieurs parties. Les extrémités sont remplies de mousses
synthétiques faits en polymère : le polypropylène expansé. Puis succédées par des microbilles d’acier
inoxydables de diamètre inférieur à 1mm. Ensuite, à son centre, le tube est rempli de laine d’acier
inoxydable. Il a pour rôle de filtre antiretour de flamme.
Figure 43 : Anti-retour de flamme
Sortie du gaz
PPE Microbille d’acier Laine d’acier
Entrée du gaz
PARTIE III ETUDE SUR LA CONCEPTION ET RESULTATS
53
MEMOIRE DE FIN D’ETUDE
II Etude de la chaudière
L'industrie utilise couramment la vapeur comme énergie nécessaire à la réalisation de nombreux et
variés procédés. La vapeur est un fluide caloporteur disponible en grande quantité, facilement
transportable et non toxique. La production de vapeur demande l'utilisation d'un combustible et
l'utilisation d'un générateur de vapeur (chaudière). De plus la production de vapeur couplée à une
turbine électrique permet 75% de la production mondiale d'électricité.
L'objectif de cette section est de condenser les notions nécessaires pour la compréhension des
mécanismes de transfert de chaleur dans les chaudières et de présenter les calculs thermiques
fondamentaux.
II.1. Historique
L'intérêt de l'homme pour la machine à vapeur apparaissait très tôt. Les premiers travaux remontent
à l'antiquité avec l'invention du premier moteur à vapeur à réaction par Héron d'Alexandrie.
Figure 44 : Moteur à vapeur par Héron Alexandrie
Cette invention (figure 44) resta une expérience sans réelle application. Il faut attendre les travaux de
James Watt en 1780 pour voir les applications industrielles. James Watt améliora les machines à
vapeur en permettant la régulation de la rotation de la roue (figure 45). Il déposa un brevet pour la
première locomotive à vapeur. Il met lui-même au point le principe mécanique bielle et arbre à came
ainsi que le cylindre à double action où la vapeur entraîne le piston à la descente et à la remontée. Ce
qui augmente significativement les puissances des machines. Il invente aussi une nouvelle unité de la
mesure de la puissance, le cheval vapeur.
Mais il faudra attendre 1800 et l'expiration des brevets de James Watt pour voir apparaître les
générateurs à vapeur haute pression.
PARTIE III ETUDE SUR LA CONCEPTION ET RESULTATS
54
MEMOIRE DE FIN D’ETUDE
Figure 45: La machine à vapeur de James Watt
La machine à vapeur (figure 45) a permis la première révolution industrielle, en permettant de
fournir la puissance au travail de l'homme et le déplacement des biens. Mais, elle a été remplacée
aujourd'hui par le moteur à explosion, le moteur électrique et la turbine. L'utilisation de la turbine
est très répandue pour la production d'électricité.
Depuis 1850, la construction des chaudières à vapeur et leurs utilisations a fourni de larges
connaissances expérimentales. La recherche sur la combustion, les matériaux et la régulation ouvre
un vaste domaine de recherche.
II.2. Rappel sur le fonctionnement d'un générateur de vapeur
Le principe de fonctionnement des chaudières à vapeur fait appel aux connaissances de
thermodynamique et de transfert de chaleur. On peut facilement faire l'analogie avec une casserole
remplie d'eau au contact d'une source de chaleur.
Ainsi l'eau contenue dans la casserole élève sa température jusqu'à sa température d'évaporation
(ébullition); puis, elle change de phase et devient vapeur. La température de changement de phase
correspond à l'état saturé de l'eau, elle est fonction de la pression du système. À la pression
atmosphérique, l'eau s'évapore à 100°C.
La température de l'eau augmente par échange de chaleur et diminue lentement de densité. Ensuite,
la température et la pression sont conservées et l'eau diminue de densité de façon significative pour
changer de phase. Dans certaines chaudières, on souhaitera une vapeur surchauffée, ou encore
appelée vapeur sèche. Le calcul de l'énergie nécessaire à l'évaporation peut se faire avec la
différence des enthalpies et les chaleurs spécifiques (constante).
q = Cp*∆T12+∆L23+Cp*∆T34 [19]
L'équation [19] représente la chaleur (ou flux) nécessaire pour chauffer (∆T12), évaporer (∆L23), et
surchauffer (∆T34) 1kg d'eau.
PARTIE III ETUDE SUR LA CONCEPTION ET RESULTATS
55
MEMOIRE DE FIN D’ETUDE
Les modes de transfert de chaleur, dans une chaudière à vapeur par ordre d'importance sont le
rayonnement, la convection et la conduction. Dans un premier temps, la combustion prenant place
dans le foyer dégage une forte quantité de chaleur, matérialisée par une flamme, qui est transférée
par rayonnement. Puis les fumées chaudes parcourent la chaudière en transférant leurs potentielles
énergétiques à l'eau par convection et conduction à travers les tubes.
II.3. Classification et caractérisation des différents types de chaudières
On retrouve deux principaux types de générateur de vapeur (tube d'eau et tube de fumées). La
conception de certaines chaudières est le résultat d'un mélange entre les deux principaux types,
appelés « chaudières hybrides ».
II.3.1. Chaudières à tube d'eau
Ce sont les chaudières les plus utilisées dans les centrales thermiques. Elles permettent grâce à leurs
configurations d'atteindre des pressions plus élevées nécessaires à la production d'électricité. La
pression dans les tubes est égale à la pression du mélange diphasique à l'intérieur de ces derniers. En
effet, la force par mètre de longueur s'appliquant à l'intérieur d'un tube de diamètre di, peut s'écrire
de la façon suivante :
F = di*P [20]
L'équation [20] montre que pour une même pression dans un générateur de vapeur (tubes), la force
s'appliquant à l'intérieur des tubes augmente avec le diamètre. De plus, si on suppose que le tube est
assemblé par deux zones de contact identiques représentant le point de rupture, on peut écrire :
F = 2*e*L*τ [21]
L'équation [21] montre la limite mécanique du tube. Les équations [20] et [21] sont égales car la
force dans le tube et celle qui provoquera la rupture au point de contact sont de même intensité. On
peut ainsi écrire l'expression de la contrainte mécanique :
τ =𝑃∗𝑑1
2𝑒 [22]
L'équation [22] définit l'expression de la contrainte mécanique pour un tube soumis à une pression
intérieure. Ce qui se traduit par une augmentation de la contrainte mécanique avec une
augmentation du diamètre du tube pour une même pression. Alors une chaudière à tube d'eau est
idéalement conçue pour fonctionner à haute pression (45 à 200bars).
PARTIE III ETUDE SUR LA CONCEPTION ET RESULTATS
56
MEMOIRE DE FIN D’ETUDE
L'appellation « tube d'eau » qui les caractérise provient du passage de l'eau dans une multitude de
tubes verticaux reliés ensemble par des ailettes, qui sont exposés au foyer de combustion et à la
fumée chaude.
Figure 46: Chaudière à tube d'eau
La figure 46 montre le parcours des fumées à l'intérieur d'une chaudière à tube d'eau. On peut
remarquer que la surface contenant le plus de tubes est la chambre de combustion (flamme). La
production de vapeur (taux de vaporisation) est directement reliée à la surface d'échange avec la
source chaude. Les tubes sont réunis dans un tube de plus grand diamètre appelé ballon de vapeur.
Le ballon de vapeur contient une partie du mélange diphasique, soit la réserve tampon entre la
demande et la production de vapeur. La figure 47 montre l'échange de chaleur entre les fumées et
l'eau contenue dans les parois de la chaudière (tubes), et la circulation naturelle de l'eau à l'intérieur
de ce type de chaudière.
Figure 47 : Échange et circulation dans un générateur de type à tube d'eau
PARTIE III ETUDE SUR LA CONCEPTION ET RESULTATS
57
MEMOIRE DE FIN D’ETUDE
L'eau provenant du ballon de vapeur descend dans les tubes non chauffés et remonte dans les tubes
chauffés où l'eau se vaporise. Le mélange diphasique qui se forme dans ces tubes retourne au ballon
de vapeur où il est naturellement séparé. La vapeur peut ensuite quitter le système vers son
utilisation (procédé, turbine...). Ainsi cette quantité de vapeur (débit de vapeur produit) est
remplacée par une quantité d'eau (débit d'eau) égale au débit de vapeur produit. La circulation
naturelle s'établit par le jeu des différences de masse volumique des colonnes de fluide en présence,
l'un contenant de l'eau liquide et l'autre un mélange diphasique. Il résulte de ce principe que la
circulation est d'autant plus intense que la différence de masse volumique entre l'eau et la vapeur
est grande. L'évaporation prend place dans l'écoulement naturel des tubes chauffés.
II.3.2. Chaudières à tube de fumée
Ce sont les chaudières les plus courantes dans l'industrie. Leur conception ne permet pas d'atteindre
de haute pression, mais elles ont une grande réserve de vapeur et permettent d'absorber les
demandes du réseau sans observer une trop grande baisse de pression.
L'appellation « tube de fumée » provient de la conception. En effet, le parcours des fumées a lieu à
l'intérieur de tubes (contrairement au tube d'eau) qui traversent un réservoir cylindrique rempli
d'eau.
Figure 48 : Chaudière à tube de fumée
La figure 48 montre le parcours des fumées dans les tubes et on peut observer que la combustion
prend place au centre du générateur de vapeur. Les fumées font plusieurs détours avant d'évacuer le
générateur (figure 49).
PARTIE III ETUDE SUR LA CONCEPTION ET RESULTATS
58
MEMOIRE DE FIN D’ETUDE
Figure 49: Parcours des fumées
Le nombre de passages (figure 49) dans le générateur de vapeur améliore le rendement. La
température des fumées diminue avant de retourner à l'atmosphère et la surface d'échange est
augmentée.
La principale différence entre les chaudières à tube d'eau et à tube de fumée est la quantité d'eau à
l'intérieur de celles-ci. La circulation de l'eau est basée selon le même principe que les chaudières à
tube d'eau (naturelle) (figure 50).
Figure 50 : La circulation de l'eau dans une chaudière à tube de fumée
La différence de masse à l'intérieur de la chaudière donne lieu à un écoulement naturel, qui se fait de
l'intérieur vers l'extérieur du générateur de vapeur. La disposition des tubes est propre à chaque
constructeur et dépend de la puissance recherchée. On veut augmenter la turbulence à l'intérieur de
l'écoulement dans le but d'augmenter l'échange thermique.
L'évaporation se produit à la surface extérieure des tubes.
Il existe des constructions de chaudières dites hybrides. On retrouve une partie à tube d'eau autour
du foyer et un réservoir cylindrique de grosse taille, le ballon de vapeur.
Ce type de générateur de vapeur est souvent utilisé dans le cas d'un combustible solide. On y
retrouve des grandes surfaces d'échanges dans le foyer ainsi qu'une réserve de vapeur.
PARTIE III ETUDE SUR LA CONCEPTION ET RESULTATS
59
MEMOIRE DE FIN D’ETUDE
II.4. Notions de base des mécanismes de transfert de chaleur dans les générateurs de vapeur
Un générateur de vapeur est un mélange complexe des trois modes d'échanges de chaleur
(rayonnement, convection, conduction). La dominance des échanges par convection et rayonnement
diminue l'importance de la conduction. Dans un premier temps, les méthodes de calculs pour les
modes de transfert de chaleur sont présentées indépendamment. Dans un deuxième temps, les
méthodes de calculs sont combinées dans le but de faire un bilan global dans un générateur de
vapeur.
II.4.1. Rayonnement dans un générateur de vapeur
Une chaudière est chauffée par réaction chimique d'un gaz, d'un liquide ou d'un solide avec de l'air
dans la chambre de combustion. Cette réaction chimique donne naissance à une flamme et à des
produits de combustion (fumée). Dans une chambre de combustion (~1000°C) les gaz avec les
molécules à trois atomes participent de façon significative dans l'échange radiatif (CO2, H2O). La
couleur de la flamme provient des petites particules imbrûlées (liquide ou solide) dans les produits
de la réaction (fumées).
II.4.1.1. Calcul de la température adiabatique de la flamme
On suppose que l'énergie contenue dans les réactifs (carburant-comburant) de la combustion est
égale à l'énergie contenue dans les produits (fumées), soit une évolution adiabatique. De plus, on
considère les fumées comme un gaz parfait donc l'enthalpie est égale à la variation de température
multipliée par la chaleur spécifique des fumées. On obtient ainsi l'équation suivante :
mair.hair + mcomb.hcomb + mcomb.PCI = mgaz.CPgaz.(Tadb - Tref) [23]
Dans l'équation 23 on utilise une température de référence (~25°C), qui est la température de
l'ambiant. On utilise la chaleur spécifique des gaz de combustion à la température adiabatique de la
flamme. Ainsi un calcul par itération est nécessaire pour obtenir un équilibre dans l'équation [23].
Une valeur de la chaleur spécifique moyenne obtenue par expérience peut aussi être utilisée.
Le calcul de la température de flamme adiabatique existe seulement pour une absence totale de
travail, de variation d'énergie cinétique et potentielle. Étant donné ces hypothèses, il s'agit de la
température maximale qui peut être atteinte par la réaction; car toute perte de chaleur et toute
combustion incomplète aurait pour effet de diminuer la température de la flamme. Alors la flamme
atteint sa température maximale dans le cas d'un mélange stœchiométrique. Ce calcul est une bonne
approche et offre de bons résultats.
Une combustion stœchiométrique est un cas idéal, et la température de la flamme ne sera pas celle
calculée. On définit alors une température de rayonnement des gaz de combustion, qui correspond à
PARTIE III ETUDE SUR LA CONCEPTION ET RESULTATS
60
MEMOIRE DE FIN D’ETUDE
la température des molécules à trois atomes. Cette température se calcule par itération et sera
détaillé par la suite.
II.4.1.2. Calcul du flux échangé par rayonnement
Afin de calculer de façon précise l'échange de chaleur par rayonnement à l'intérieur de la chambre de
combustion, on utilise généralement la méthode de l'émissivité et d'absorptivité des gaz (H2O et
CO2) (équation [24]), Le calcul de l'émissivité des surfaces est aussi très important, car il dépend de la
géométrie qui modifie le facteur de forme et de l'encrassement qui modifie l'état de surface.
𝑄𝑡𝑟𝑎𝑛𝑠𝑓é𝑟é = 𝐸𝑓𝑓 ∗ 𝐴 ∗ 𝜎 ∗ (𝜀𝑅(𝑇𝑔𝑎𝑧)4𝐾) [24]
L'équation [24] est une méthode développée par Hottel en 1954. Les particules participantes sont
celles à trois atomes. Le gaz carbonique et la vapeur d'eau sont importants en pratique car ils sont
présents en grande quantité dans les gaz de combustion.
Ceci signifie que ces gaz ont un certain coefficient d'absorption et d'émission, en fonction de leur
densité, température, pression et de la géométrie de l'enceinte.
Les gaz présents sont considérés comme étant des gaz parfaits, l'émissivité déterminée est une
émissivité moyenne pour toutes les longueurs d'ondes émises dans la chambre de combustion.
L'utilisation de cette méthode nécessite une analyse des fumées pour le cas étudié. Cette analyse est
souvent proposée en volume des gaz. Dans un premier temps, il faut déterminer la pression partielle
des gaz CO2 et H2O :
Pc = %CO2*Ptotal [25]
Pw = %H2O*Ptotal [26]
La chambre de combustion est ramenée à une longueur caractéristique (Lc) de la manière suivante :
𝐿𝑐 = 3.6 ∗𝑣𝑜𝑙𝑢𝑚𝑒
𝑠𝑢𝑟𝑓𝑎𝑐𝑒 [27]
Ensuite les résultats des équations [25] et [26] sont combinés avec l'équation [27] et utilisés dans le
graphique de l'émissivité du CO2 et H2O (annexe 1). L'annexe 1 détermine l'émissivité des particules
de H2O et CO2. Afin de déterminer le facteur de correction quand H2O et CO2 sont présents
ensemble dans un mélange de gaz, on utilise le graphique de correction de l'émissivité (annexe 2).
Ainsi l'émissivité du gaz s'obtient avec la combinaison des relations précédentes de la manière
suivante :
PARTIE III ETUDE SUR LA CONCEPTION ET RESULTATS
61
MEMOIRE DE FIN D’ETUDE
𝜀 g=𝜀c+𝜀w-∆S [28]
Ensuite, on détermine l'absorptivité du gaz. La démarche nécessaire pour la détermination de
I’absorptivité du gaz (H2O et CO2) est approximativement semblable. L'unique différence provient de
la correction avec la température de surface de la chambre de combustion. Ainsi, il est important de
retenir que I'absorptivité du gaz se détermine avec la température de surface. Dans le cas d'un
générateur, la température de surface est prise à la température de changement de phase de l'eau
dans les tubes. Il faut appliquer des corrections à chaque étape de la démarche afin de prendre en
compte la température de surface et non celle du gaz. L'équation [29] montre la correction à
apporter au calcul des pressions partielles pour le CO2 et la même correction pour H2O.
𝑃 = 𝑃𝑐 ∗ 𝐿𝑐 ∗𝑇𝑠𝑢𝑟𝑓𝑎𝑐𝑒
𝑇𝑔𝑎𝑧 [29]
Nous utilisons la même table (annexe 1) vue précédemment mais la température utilisée sera celle
de la surface. On obtient ensuite un facteur de correction avec l'annexe 2 pour un mélange de gaz et
l'absorptivité du CO2 et du H2O dépend de l'émissivité précédemment calculée :
𝛼𝑐 = (𝑇𝑔𝑎𝑧
𝑇𝑠𝑢𝑟𝑓𝑎𝑐𝑒)0.65 ∗ 𝜀𝑐 [30]
𝛼𝑤 = (𝑇𝑔𝑎𝑧
𝑇𝑠𝑢𝑟𝑓𝑎𝑐𝑒)0.45 ∗ 𝜀𝑤 [31]
Puis l'absorptivité du mélange s'obtient de la même manière que pour l'émissivité :
𝛼g =𝛼c + 𝛼w - ∆ 𝛼 [32]
Dans le cas d'un corps noir (ε = 1), le flux transféré serait :
𝑄ℎ = 𝐴 ∗ 𝜎 ∗ [𝜀𝑔(𝑇𝑔𝑎𝑧)4𝛼𝑔(𝑇𝑠𝑢𝑟𝑓𝑎𝑐𝑒)4𝐾] [33]
Dans le cas d'un corps gris le flux transféré serait :
𝑄 =𝜀𝑆+1
2∗ 𝑄ℎ [34]
L'émissivité de la surface est obtenue dans la littérature. Dans le cas d'un mur de tubes séparés par
des ailettes, le rayonnement d'un des deux corps ne tombe pas complètement sur l'autre, il y a
existence d'un facteur de forme. L'annexe 3 présente la démarche pour trouver ce facteur de forme.
Ainsi on rajoute le facteur de forme obtenu et on obtient l'équation [24].
PARTIE III ETUDE SUR LA CONCEPTION ET RESULTATS
62
MEMOIRE DE FIN D’ETUDE
II.4.2. Convection dans un générateur de vapeur
Les fumées issues de la réaction de combustion échangent de la chaleur le long des tubes jusqu'à la
sortie du générateur. En plus d'échanger par rayonnement, elles échangent par convection,
équation :
Q = h*A*∆T [35]
Le calcul du coefficient de convection (h) dépend des propriétés thermophysiques du fluide (fumée),
de la température, de la vitesse et de la géométrie. La démarche est présentée ici.
II.4.2.1. Calcul du coefficient d'échange par convection
Le calcul du coefficient d'échange par convection dépend du choix d'une température de référence
qui est la moyenne entre la température de surface et du fluide.
On commence par le calcul du nombre de Reynolds :
𝑅𝑒 =𝜌∗𝑉𝑚𝑎𝑥∗𝑑ℎ
µ [36]
Si le nombre de Reynolds est supérieur à 2300 à l'intérieur d'un tube, l'écoulement commence sa
transition de laminaire vers turbulent. Dans notre cas, l'écoulement est toujours (ou presque)
turbulent. Ensuite, on utilise une corrélation pour le nombre de Nusselt. Les corrélations dépendent
du type d'écoulement (laminaire, transitoire ou turbulent), de la géométrie et des températures. La
corrélation la plus satisfaisante pour les générateurs de vapeur dans le cas d'un écoulement dans un
conduit est l'équation de Colburn:
Nu = 0.023 * Re0,8* Pr0,43 [37]
L'équation [37] s'applique dans le cas d'un écoulement turbulent, sans considérations de coefficient
de friction et pour un écoulement complètement développé. Le nombre de Prandtl doit être compris
entre 0,7 et 160 et le nombre de Reynolds doit être supérieur à 10000. Enfin le coefficient de
transfert de chaleur par convection s'obtient de la manière suivante :
𝑁𝑢 =ℎ∗𝑑ℎ
𝑘 [38]
Ainsi on obtient le coefficient d'échange par convection le long d'une paroi. Ce qui est nécessaire
pour obtenir le coefficient d'échange par convection entre les fumées et les tubes d'eau. Selon la
forme des échangeurs (échangeur à tube, flux croisé, flux parallèle) la méthode présentée n'est plus
valable. Les corrélations pour la détermination du nombre de Nusselt sont disponibles pour la
plupart des géométries.
PARTIE III ETUDE SUR LA CONCEPTION ET RESULTATS
63
MEMOIRE DE FIN D’ETUDE
On présente par la suite, une méthode de calcul pour un surchauffeur de vapeur (figure 51) de type
tubulaire à flux croisé mais non mélangé. Pour déterminer les températures de sorties de deux
fluides, il faut déterminer les coefficients de transfert de chaleur respectif pour chaque fluide. Dans
un premier temps, le fluide passant à l'intérieur du surchauffeur bénéficie de la même analyse
présentée à la section II.4.2.1.
Figure 51: Disposition des tubes pour un surchauffeur
On détermine la vitesse maximale des gaz de combustion traversant l'échangeur :
𝑉𝑚𝑎𝑥 =𝑆𝑡
2(𝑆𝑑−𝑑)∗ 𝑉 [39]
avec (St) distance horizontale et (Sd) distance verticale. Ensuite, on peut calculer le nombre de
Reynolds avec l'équation [36]. La corrélation pour la détermination du nombre de Nusselt (annexe 4)
dépend du nombre de séries de tubes, si les séries de tubes sont en quinconces ou alignées et si le
nombre de Prandtl est compris entre 0,7 et 500
𝑁𝑢 = 𝐶 ∗ 𝑅𝑒𝑚𝑃𝑟𝑛(𝑃𝑟
𝑃𝑟𝑠)0.25 [40]
II.4.3. Conduction dans les générateurs de vapeur
La conduction dans un générateur est présente mais n'est pas dominante. Afin d'accroître la
précision des calculs, le calcul de la conduction dans la chambre de combustion est nécessaire dû à la
présence de réfractaire. Le réfractaire est un bon isolant, il est couramment utilisé pour la protection
des tubes proches des flammes. De plus, les pertes de chaleur d'une chaudière dépendent
directement de l'épaisseur d'isolation (conduction). On trouve des tables qui permettent d'évaluer
directement un pourcentage de la puissance totale perdue (annexe 5). La distribution du flux au
travers des tubes et du réfractaire est équivalente à deux murs superposés ce qui correspond à deux
épaisseurs et deux conductivités différentes, représenté à la figure 52.
PARTIE III ETUDE SUR LA CONCEPTION ET RESULTATS
64
MEMOIRE DE FIN D’ETUDE
Figure 52: Distribution de la température avec flux constant
La conduction au travers des tubes ne représente qu'une toute petite partie de l'échange total. Si on
met en équation la résistance totale au travers des tubes (figure 52), on obtient :
𝑅 =1
ℎ𝑒+
𝑒
𝑘+
1
ℎ𝑖 [41]
Le coefficient convectif pour un changement de phase est de l'ordre de 10000W/m K, la résistance
thermique côté changement de phase est donc négligeable dans l'équation [41]. De plus, le terme de
la résistance thermique totale représentant la conduction est lui aussi très petit car la paroi du tube
est mince. Il ne reste que le terme de résistance thermique représentant la convection des fumées
de combustion sur les tubes qui possède une importance prépondérante sur les deux autres. Une
approche rigoureuse utilise tout de même la résistance thermique totale.
II.4.4. Bilan global dans un générateur de vapeur
Un bilan d'énergie pour un générateur de vapeur peut être représenté de la manière suivante (figure
53), d'un côté le système eau/vapeur échange avec le système air/combustible de l'autre côté.
Figure 53: Bilan d'énergie d'un générateur de vapeur
PARTIE III ETUDE SUR LA CONCEPTION ET RESULTATS
65
MEMOIRE DE FIN D’ETUDE
Le bilan d'énergie a plusieurs utilités. Il permet la détermination du rendement s'il n'existe pas
d'inconnue. Pendant la conception d'un générateur de vapeur, le bilan d'énergie permet l'expression
des inconnues sous formes d'équations simples faisant appel aux connaissances de
thermodynamique.
𝑃𝐶𝐼 ∗ 𝑚𝑐𝑜𝑚𝑏 = ℎ𝑡𝑜𝑡𝑎𝑙 ∗ 𝐴 ∗ ∆𝑇 + 𝑃𝑒𝑟𝑡𝑒𝑠 [42]
L'équation [42] montre une manière simple de vérifier les performances d'un générateur de vapeur
après la détermination du coefficient d'échange total (rayonnement, convection et conduction). Le
coefficient d'échange total hg s'exprime de la manière suivante :
ℎ𝑔 =1
𝐴ℎ𝑒+ 𝑅𝑤𝑎𝑙𝑙 + 𝐴(ℎ𝑔 + ℎ𝑟) [43]
Dans l'équation [43], on utilise la surface en contact avec les gaz de combustion.
Ensuite, le calcul du rendement peut se faire de la manière suivante :
𝜂 =𝑚𝑔∗∆ℎ𝑔
𝑃𝐶𝐼∗𝑚𝑐𝑜𝑚𝑏 [44]
Ici l'équation [44] calcule le rendement d'un générateur de vapeur n'utilisant pas de turbine
électrique mais seulement de la production de vapeur.
II.5. Bilan approfondi d’une chaudière
Ceci dit, de plus amples critères sont à prendre en compte pour étudier la conception d’une
chaudière. Dans tout ce qui va suivre, on prendra en compte la praticité des différents paramètres
sur chaque organe d’une chaudière.
II.5.1. Rôle et limites d’une chaudière
Le rôle d’une chaudière est essentiellement de transmettre de l’énergie apparaissant sous forme de
chaleur (avec ou sans combustion) à de l’eau sous pression pour obtenir soit de l’eau surchauffée
sous pression, soit de la vapeur ou un fluide à l’état supercritique devenant de la vapeur par détente.
De plus, les chaudières à vapeur de grande puissance sont en général associées à une turbine à
vapeur pour produire de l’énergie électrique.
Par contre, les sources de chaleur envisagées proviennent soit de la combustion de produits fossiles
tels que charbon, pétrole, gaz naturel, soit de la combustion de sous-produits tels que fuel, gaz de
raffinerie, de gazogène, de four à coke, soit de la combustion de déchets tels que bois, ordures
ménagères, soit encore des récupérations de chaleur pure en aval de turbines à gaz ou en aval de
processus chimiques.
PARTIE III ETUDE SUR LA CONCEPTION ET RESULTATS
66
MEMOIRE DE FIN D’ETUDE
II.5.2. Connaissances nécessaires pour aborder le calcul d’une chaudière
Comme on l’a cité auparavant, elles appartiennent à différents domaines :
Thermique et thermodynamique :
- notions de température relative et de température absolue ;
- transmission de la chaleur par rayonnement, conduction et convection, d’où le coefficient
global d’échange ;
- calcul des échangeurs ;
- notions d’équivalence travail-chaleur et d’enthalpie ;
- bilan calorifique ;
et dans le cas où la chaudière est associée à un cycle de production d’énergie mécanique ou
électrique :
- notions d’entropie ;
- détente adiabatique ;
- principe de Carnot ;
- cycles d’utilisation ;
- marche de la turbine en pression fixe, ou pression glissante ;
- intérêt de la surchauffe, de la resurchauffe et des soutirages.
Dynamique des fluides :
- écoulement externe, air et gaz autour des tubes, tourbillons de Karman ;
- écoulement interne (dans les gaines ou les tubes) ;
- pertes de charge ;
- écoulement diphasique ;
- acoustique (vibrations, énergie de détente).
Chimie :
- lois de combustion ;
- équilibre (CO, CO2, H2O vapeur), dissociation (NOx, imbrûlés gazeux) ;
- traitement de l’eau ;
- corrosion à haute température et à basse température ;
Physique :
- des fluides (eau, vapeur) : utilisation des tables de vapeur ;
- des gaz : capacité thermique massique, viscosité, etc.
Résistance des matériaux :
PARTIE III ETUDE SUR LA CONCEPTION ET RESULTATS
67
MEMOIRE DE FIN D’ETUDE
- calcul des contraintes : domaine élastique, domaine plastique (fluage), localisation des
contraintes ;
- sélection des matériaux soumis à haute température.
II.5.3. Définition d’un calcul de chaudière
Sous le vocable calcul de chaudière se cachent deux significations différentes :
— la première est la détermination principale des éléments constituant la chaudière : foyer,
récupérateurs, surface des échangeurs, etc. Cette détermination implique à la fois la nécessité de
calculer et aussi de choisir les solutions les mieux adaptées à ce que l’on attend du matériel ;
— la deuxième est le calcul proprement dit, lorsqu’il s’agit de déterminer le comportement d’un
ensemble défini dans ses dimensions et ses paramètres principaux de fonctionnement, pour
différentes allures ou données d’entrée modifiées concernant le combustible, l’excès d’air, les
débits, températures, etc.
La nécessité de l’étude du comportement de la chaudière en régime transitoire est apparue plus
récemment, indispensable pour la détermination du type de régulation le mieux adapté et
l’optimisation de ses paramètres.
Le terme chaudière est couramment utilisé dans la profession bien qu’il serait plus exact de
parler de générateur de vapeur, terme plus général qui prend en compte tous les composants :
économiseurs, réchauffeurs d’air, surchauffeurs, etc.
Avec l’évolution de la technologie, l’imbrication progressive d’éléments ou de tubes vaporisateurs
au-dessus, puis autour du foyer, a permis d’obtenir des échanges de chaleur par rayonnement direct
et de rendre plus compact cet ensemble, pour arriver, grâce aussi à l’adoption de construction en
tubes d’acier soudés bout à bout, à placer le foyer à l’intérieur de parois vaporisatrices.
Il est aussi apparu comme éléments favorables, l’augmentation de la pression et l’utilisation de
vapeur surchauffée en place de vapeur saturée.
Une étude plus poussée des cycles a mis en évidence successivement l’intérêt :
— d’une température de surchauffe élevée (540/565°C) ;
— de la resurchauffe de la vapeur préalablement détendue dans le corps haute pression d’une
turbine ;
— d’un réchauffage préalable de l’eau d’alimentation au moyen de soutirages de vapeur prélevés sur
la turbine ;
— d’une association directe chaudière-turbine-alternateur marchant en bloc producteur d’énergie
électrique (figure 54) ; avec, comme aboutissement, pour l’état actuel de la technique, la marche en
pression glissante, lorsque la production électrique demandée varie, qui a l’avantage de réduire les à-
PARTIE III ETUDE SUR LA CONCEPTION ET RESULTATS
68
MEMOIRE DE FIN D’ETUDE
coups de température sur les aubages de la turbine, et permet également aux allures réduites un
gain de la puissance consommée par l’auxiliaire le plus gourmand : la pompe alimentaire.
Ces développements successifs ont contribué à rendre de plus en plus élaborée la conception des
chaudières, et plus compliquée l’étude de leur comportement en marche variable.
Une autre voie de progrès, sur le plan de la production d’énergie, réside dans l’association de
chaudières avec des turbines à gaz, pour réaliser des cycles dits combinés, de type amont ou aval
suivant la position de la turbine à gaz par rapport à la chaudière, la vapeur générée étant détendue
dans une turbine à vapeur, intégrée dans ce cycle. L’amélioration de rendement provient de la
récupération par la chaudière d’une partie de la chaleur sensible des gaz d’échappement de la
turbine à gaz.
Figure 54 : association directe chaudière-turbine-alternateur
Pour réaliser la transformation de l’enthalpie de formation (chaleur latente) contenue dans un
combustible en vapeur sous pression, à haute température, il faut procéder par étapes successives.
D’abord la combustion: après une préparation convenable du combustible, elle se produit
grâce à des brûleurs ou à des systèmes particuliers (grilles, lits fluidisés, etc.) dans un foyer ; mais,
pour ce faire, il a fallu introduire l’oxygène nécessaire à cette combustion sous forme d’air, injecté
dans les brûleurs et dans le foyer. Cet air est pris à l’extérieur, et pulsé vers le foyer par un
ventilateur dit de soufflage. Il passe par un réchauffeur d’air qui permet, en refroidissant les fumées
qui sortent de la chaudière, d’améliorer le rendement de celle-ci ; par ailleurs, le réchauffage de l’air
est bénéfique en ce sens qu’il améliore la combustion et assure le séchage du combustible.
PARTIE III ETUDE SUR LA CONCEPTION ET RESULTATS
69
MEMOIRE DE FIN D’ETUDE
Les produits de la combustion sortent à haute température du foyer (1 000 à 1 300°C) sous
forme de fumées et passent à travers des échangeurs qui transfèrent leur chaleur à de la vapeur
saturée pour la surchauffer dans des surchauffeurs et des resurchauffeurs et progressivement, dans
la mesure où la température des fumées diminue, vers des faisceaux vaporisateurs et vers
l’économiseur.
Les fumées passent ensuite dans le réchauffeur d’air, dans un dépoussiéreur (ou dans une
installation de traitement complexe) et sont extraites par un ventilateur dit de tirage avant d’être
rejetées dans l’atmosphère par une cheminée.
Ce circuit air/fumées se complique quelquefois d’un recyclage qui consiste en une réinjection dans le
foyer de fumées prélevées à moyenne température (300 à 450°C), recyclage nécessaire pour obtenir
un réglage correct de la température de resurchauffe.
La figure 55 permet de visualiser les différents éléments constituant la chaudière.
Dans le parcours du fluide chauffé et vaporisé dans la chaudière, il faut distinguer plusieurs
zones différentes :
— celle de l’eau, progressivement réchauffée dans l’économiseur, pour aboutir à une température
un peu inférieure à celle de la saturation, dans un réservoir, dans un mélangeur ou directement dans
la zone de vaporisation (circulation forcée).
Une partie de l’eau est dérivée, avant son entrée dans l’économiseur, dans un circuit annexe, et
injectée dans de la vapeur surchauffée à un étage intermédiaire de surchauffe, et sert ainsi au
réglage de la température de la vapeur à la sortie du dernier surchauffeur. L’injection de cette eau
de désurchauffe dans la vapeur se fait par pulvérisation dans un mélangeur appelé désurchauffeur ;
— celle de vaporisation, où les bulles de vapeur sont générées en quantité de plus en plus grande, ce
mélange d’eau et de vapeur étant appelé émulsion. Suivant le système de circulation choisi :
en circulation naturelle (figure 55) ou assistée, l’émulsion tourne en permanence dans un
circuit fermé à pression constante ; la vapeur saturée produite est séparée de l’émulsion
dans un réservoir ou un séparateur,
en circulation forcée, l’émulsion chemine progressivement vers la fin de la zone
d’évaporation pour sortir sous forme de vapeur saturée, ensuite surchauffée, toute l’eau
ayant été transformée en vapeur ;
PARTIE III ETUDE SUR LA CONCEPTION ET RESULTATS
70
MEMOIRE DE FIN D’ETUDE
— celle de la vapeur saturée, qui sort du réservoir, du séparateur humide ou de l’extrémité du circuit
vaporisant. Elle passe ensuite dans le surchauffeur, composé en réalité de 2 à 4 échangeurs distincts,
dans lesquels la vapeur s’échauffe progressivement.
Le désurchauffeur est inséré sur le trajet de la vapeur surchauffée, en général en amont du dernier
surchauffeur (SHT) ;
— le circuit de resurchauffe permet d’élever la température de vapeur envoyée à moyenne pression
depuis la turbine jusqu’à une valeur en général égale, parfois légèrement supérieure, à celle de sortie
de la vapeur surchauffée ; le désurchauffeur, nécessaire surtout pour assurer la protection des
échangeurs et de la turbine contre des dépassements intempestifs de température, est placé sur le
circuit de vapeur entre deux resurchauffeurs (ou parfois en tête, figure 55)
Figure 55a: coupe d’une chaudière industrielle
PARTIE III ETUDE SUR LA CONCEPTION ET RESULTATS
71
MEMOIRE DE FIN D’ETUDE
Figure 56: Diagramme des fluides d’une chaudière industrielle
II.6. Données de départ d’un calcul de chaudière et ses effets sur la conception :
On peut considérer quatre catégories de données, nécessaires pour déterminer une chaudière et qui
obligent à faire une conception sur mesure pour répondre à des conditions bien particulières :
— les conditions de fonctionnement ;
— les caractéristiques de l’eau et de la vapeur ;
— les caractéristiques du ou des combustibles et de leurs conditions optimales de combustion, ainsi
que celles de l’environnement ;
— les performances attendues et les conditions normales ou extrêmes d’utilisation du matériel.
À partir de ces données, le calcul d’une chaudière fait appel à la plupart des phénomènes physiques
ou chimiques, en les appliquant à une succession d’éléments le plus souvent assimilables à des
échangeurs.
Une autre difficulté aussi est que la chaudière doit pouvoir fonctionner avec deux combustibles
différents, si ce n’est pas trois.
II.6.1. Conditions de fonctionnement
Selon le cycle de production d’énergie dans lequel elle se trouve intégrée, on peut demander à une
chaudière de fonctionner :
PARTIE III ETUDE SUR LA CONCEPTION ET RESULTATS
72
MEMOIRE DE FIN D’ETUDE
— en production de base ;
— en permanence à son allure maximale ;
— en production adaptée à la demande d’un réseau, avec par exemple arrêts toutes les fins de
semaine ;
— en production de pointe uniquement, avec possibilité de prise de charge rapide.
Ce premier type d’exigence influe directement sur la conception, en particulier sur le choix :
— du mode de circulation (lié à l’inertie thermique) ;
— de la rentabilité de l’investissement.
Il est fréquent qu’une contrainte ou une difficulté pour une utilisation spécifique, définisse certains
impératifs, à commencer par le mode de circulation. Notamment, le rendement de la chaudière : un
bon rendement implique un investissement élevé en récupérateurs terminaux et en dispositifs de
préparation de combustible (finesse du charbon) ;
II.6.2. Caractéristiques de l’eau et de la vapeur
En premier lieu, ce sont les valeurs du débit, de la pression et de la température de l’eau et de la
vapeur qui définissent la marche maximale continue, c’est-à-dire celles de :
— l’eau d’alimentation, généralement à l’entrée de l’économiseur;
— la vapeur surchauffée, à la sortie du surchauffeur haute température ;
— la vapeur à resurchauffer, à l’entrée du resurchauffeur basse température ; dans certains cas, il est
imposé une valeur maximale admissible de la perte de charge dans les resurchauffeurs ;
En ce qui concerne la température de l’eau d’injection en surchauffe ou resurchauffe, elle est
généralement différente de la température d’eau d’alimentation, car prise plus en amont dans le
circuit de façon à disposer d’une perte de charge suffisante pour assurer une dispersion correcte par
l’injecteur. Le débit de l’eau d’injection est estimé à priori, car il constitue une marge de
surdimensionnement ; il est ensuite vérifié par le résultat du calcul des échanges en surchauffe et
resurchauffe.
Ensuite, ce sont les conditions de marche à puissance variable qui peuvent être :
— soit à pression fixe à la sortie du dernier surchauffeur ou à l’entrée de la turbine ;
— soit en pression glissante ; la marche en pression glissante permet à la turbine de fonctionner sans
laminage de vapeur à l’entrée ou sans chute de pression importante en amont de sa première roue
et, par conséquent, d’avoir en cours de détente aux différents étages une température de vapeur et
une température de métal qui varient beaucoup moins suivant l’allure que lorsque la pression
d’admission est fixe. La pression glissante permet également de réduire la puissance de pompage de
l’eau d’alimentation à basse charge, donc de diminuer l’énergie consommée par le plus important
PARTIE III ETUDE SUR LA CONCEPTION ET RESULTATS
73
MEMOIRE DE FIN D’ETUDE
des auxiliaires et, ainsi, d’améliorer la consommation à basse allure. Cette marche en pression
glissante impose en contrepartie l’obligation pour les éléments sous pression de la chaudière situés
dans la zone de vaporisation de supporter des variations rapides de température. En ce cas, pour
réduire les contraintes d’origine thermique, on est conduit à limiter les épaisseurs des parties
métalliques et donc à proscrire les réservoirs ; de ce fait, le modèle à passage direct de vapeur et
circulation forcée est pratiquement imposé par la pression glissante.
Lorsque la chaudière est associée à une turbine, les caractéristiques de l’eau et de la vapeur varient
avec l’allure, principalement par suite de la présence d’un poste d’eau alimenté par soutirage.
Sans information particulière, on peut estimer :
— que la pression absolue d’un soutirage est proportionnelle au débit de vapeur ;
— que la température de l’eau d’alimentation sortant d’un réchauffeur par soutirage varie comme la
température de saturation liée à la pression de ce soutirage.
En outre, pour conserver un bon rendement du cycle de détente dans la turbine, il est utile de
maintenir constantes, à leur valeur maximale, les températures de la vapeur surchauffée et de la
vapeur resurchauffée dans une assez large plage de fonctionnement. La détermination de cette plage
intervient dans le choix de la position et de la dimension des surfaces d’échangeurs ; elle intervient
aussi dans le choix du mode de régulation adopté (par recirculation des fumées, par inclinaison des
brûleurs ou variation de la position du feu).
II.6.3. Caractéristiques du combustible
Il est bien évident qu’une chaudière ne peut pas brûler indifféremment n’importe quel type de
combustible et cela d’autant moins que, dans les constructions modernes, la combustion se passe
dans un foyer dont les parois sont constituées d’écrans tubés à 95 ou 100 %. Ces parois tubées, donc
refroidies, participent activement à la production de vapeur et les quantités de chaleur reçues sont
sous la dépendance du rayonnement émis par les produits en combustion, rayonnement qui peut
différer fortement d’un combustible à l’autre. De ce fait, les volumes d’air et de fumées produits ne
sont pas les mêmes, à quantité égale de chaleur dégagée.
Certaines propriétés du combustible ont une influence sur la conception de la chaudière, des
brûleurs, du foyer et des trémies de cendrier, des échangeurs installés sur le trajet des fumées.
Pouvoir calorifique : le débit du combustible en dépend directement et, par suite, la
dimension de tous les dispositifs de préparation de celui-ci, qu’il s’agisse de détendeur pour la
combustion du gaz, de pompes et de poste de réchauffage pour la combustion des huiles, ou
d’alimentateurs, distributeurs et broyeurs pour la fourniture du charbon pulvérisé.
PARTIE III ETUDE SUR LA CONCEPTION ET RESULTATS
74
MEMOIRE DE FIN D’ETUDE
Teneur en cendres et leur composition : pour les combustibles solides, la simple présence de
cendres impose des trémies ou des pentes de cendrier d’au moins 55° sur l’horizontale, nécessaires
pour assurer leur écoulement correct ; la minéralogie, ou plus simplement la teneur en silice des
cendres, par suite de l’érosion, conduit également à limiter la vitesse des fumées pour réduire les
usures localisées de tubes. En ce qui concerne les cendres volantes, la corrosion à haute température
oblige à installer dans les fumées dont la température dépasse 900°C des échangeurs traversés par
de la vapeur froide (c’est-à-dire assez proche de la saturation) de façon à ce que la température du
métal des tubes reste au-dessous de la température des eutectiques, pour éviter tout contact entre
phase liquide externe et métal.
Dans le cas d’huiles, les teneurs en vanadium et sodium sont des facteurs prioritaires de corrosion à
haute température par suite de la formation d’eutectiques à 600/700°C.
Humidité du combustible : elle intervient de deux façons :
— par la nécessité de sécher celui-ci (en même temps qu’on le broie) de façon qu’il s’allume
correctement;
— par le fait que l’eau du combustible se retrouve dans les fumées dont elle augmente
considérablement la quantité et le volume.
Teneur en matières volatiles (pour les combustibles solides) : la quantité et la qualité des
matières volatiles interviennent dans leur facilité d’allumage ou de combustion et directement dans
le temps nécessaire à la combustion. Elle a ainsi une influence sur la vitesse admissible pour l’air
primaire et, par conséquent, sur la forme des brûleurs. La teneur en matières volatiles détermine
aussi l’excès d’air nécessaire.
Composition chimique : indépendamment des renseignements fournis par l’analyse
immédiate qui donne les grandeurs énumérées dans le tableau 4, il est nécessaire de connaître
l’analyse élémentaire du combustible pour, en fonction des réactions chimiques de combustion,
calculer les volumes d’air nécessaires à celles-ci et les volumes de fumées en résultant.
Tableau 4 – Analyse immédiate :
Formules de transformation Sur brut Sur sec Sur pur
Humidité A% 0 0
Cendres 100 − 𝐴
100𝑐%
C% 0
Matières volatiles 100 − 𝐴
100𝑉%
V% 100
100 − 𝑐𝑉%
Carbone fixe 100 − 𝐴
100𝐶%
C% 100
100 − 𝑐𝐶%
Tableau 4 Formules de transformation concernant les caractéristiques des combustibles
PARTIE III ETUDE SUR LA CONCEPTION ET RESULTATS
75
MEMOIRE DE FIN D’ETUDE
La teneur en soufre intervient dans la détermination des précautions à prendre pour éviter des
corrosions à haute température dans les zones chaudes (environnement des brûleurs, échangeurs
haute température dans le cas de combustible liquide) et pour limiter les conséquences de la
corrosion sulfurique à basse température dans les économiseurs froids et les réchauffeurs d’air.
II.6.4. Performances attendues et conditions générales d’utilisation
Les performances intervenant dans le choix de l’architecture d’une chaudière sont principalement :
— la plage de fonctionnement pour laquelle on désire maintenir constantes les températures de
vapeur surchauffée et resurchauffée ;
— le seuil au-dessus duquel le fonctionnement est assuré par une régulation automatique ;
— le seuil au-dessus duquel la marche est assurée par un seul combustible, sans soutien d’un
combustible auxiliaire (ce seuil est souvent appelé minimum technique) ;
— la rapidité de variation de charge ;
— le temps de démarrage, de montée en température, en pression et en puissance ;
— l’allure de rendement optimal ;
— l’allure de pointe et éventuellement les conditions de marche en surcharge et en surpression ;
— les conditions extrêmes d’utilisation telles que températures minimales en hiver, maximales en
été, humidité, pluviométrie ;
— l’environnement et en particulier les limitations de pollution et de bruit ;
II.6.5. Conception générale
À partir de toutes les indications recueillies dans le paragraphe II.6, on peut définir les lignes
générales de la chaudière, mais de toute façon un compromis entre des exigences très différentes est
nécessaire, la contrainte la plus importante étant de réaliser un matériel fiable à un prix compétitif.
Parmi les différents facteurs énumérés précédemment, certains ont des influences plus ou moins
grandes sur la conception, comme le montre le tableau 5.
PARTIE III ETUDE SUR LA CONCEPTION ET RESULTATS
76
MEMOIRE DE FIN D’ETUDE
Tableau 5 Influence des paramètres externes sur la conception d’une chaudière
Tableau 5 : Influence des paramètres externes sur la conception d’une chaudière
Arc
hit
ect
ure
Ch
arp
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de
chau
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- Pression ou timbre …………
- Débit maximal continu……
- Température de la vapeur
- Température de l’eau …….
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- Nature ……………………………
- Nombre de combustibles..
- Pouvoir calorifique............
- Teneur en cendres.…………
- Humidité ………………………..
- Matières volatiles …………..
- Teneur en soufre…………….
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- Nombre d’heures……………
d’utilisation
(base/pointe)
- Variation d’allures ………….
- Régulation ……………………..
- Environnement ………………
- Pollution…………………………
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¤¤
¤¤¤ forte.
¤¤ moyenne.
¤ faible.
PARTIE III ETUDE SUR LA CONCEPTION ET RESULTATS
77
MEMOIRE DE FIN D’ETUDE
II.7. Bilans énergétiques et bilan matière :
Avant de pouvoir définir les dimensions de matériel et en prélude à toute recherche de conditions de
fonctionnement, il est nécessaire pour une allure déterminée de la chaudière d’effectuer
successivement les calculs préalables suivants :
pour les bilans énergétiques : calcul de la puissance utile, estimation du rendement attendu,
calcul de la puissance à introduire dans la chaudière sous forme de combustible, calcul du
débit massique (ou volumique) de combustible ;
pour le bilan matière : estimation de l’excès d’air nécessaire à l’obtention d’une combustion
correcte (fonction de la nature du combustible), calcul du débit d’air nécessaire à la
combustion, calcul du débit (massique et volumique) des fumées engendrées par la
combustion, et éventuellement de la quantité de cendres produites.
Il est évident que chacun de ces calculs ne peut être effectué qu’à partir des résultats des calculs
précédents. Les valeurs obtenues sous forme de puissance introduite, de débit de fumées et de
composition de celles-ci sont nécessaires pour le calcul du comportement du foyer et des
échangeurs.
II.7.1. Bilans énergétiques
II.7.1.1. Puissance utile (produite)
II.7.1.1.1. Puissance (ou chaleur) utile principale
C’est l’énergie transmise aux fluides chauffés par unité de temps, c’est-à-dire la différence entre
l’énergie exportée vers l’utilisation (turbine ou réseau) et celle retournée à la chaudière par les
fluides à chauffer.
Le fluide chauffé peut être à des états ou à des niveaux de pression différents ; on peut avoir ainsi
pour une même chaudière (figure 57) :
— un débit de vapeur surchauffée provenant principalement d’un débit d’eau d’alimentation à une
certaine température, et complété par un débit d’eau d’injection (utilisé pour la régulation de la
température de surchauffe) à une température différente de celle de l’eau d’alimentation. La chaleur
transmise à l’eau d’alimentation a permis de la porter à ébullition, de la transformer en vapeur
saturée et de surchauffer cette vapeur saturée jusqu’à la température désirée à la sortie du
surchauffeur.
PARTIE III ETUDE SUR LA CONCEPTION ET RESULTATS
78
MEMOIRE DE FIN D’ETUDE
Figure 57 Décomposition de la puissance utile
— un débit de vapeur resurchauffée provenant d’un étage intermédiaire de soutirage de la turbine à
vapeur, éventuellement complété par son débit d’injection ; la chaleur transmise à la vapeur à
resurchauffer provenant de la turbine sert à élever sa température, sans changement de phase ;
La puissance utile est calculée par la formule :
Pu = Σ qs hs – Σ qi hi(en kW) [45]
avec hi (kJ/kg) enthalpie du fluide entrant,
hs (kJ/kg) enthalpie du fluide sortant,
qi (kg /s) débit entrant,
qs(kg /s) débit sortant, pour chacun des points de sortie ou d’entrée.
Le tableau 6 donne un exemple d’évaluation de puissance utile pour une chaudière de 975 t/h.
II.7.1.1.2. Puissance utile annexe
Il s’agit, par exemple :
— de la puissance exportée pour le réchauffage du combustible et sa pulvérisation;
— de la puissance exportée sous forme de purge continue (ou périodique).
La reconnaissance comme puissance utile de ces deux catégories correspond à la position adoptée
par les codes officiels allemand (DIN 1942), américain (PTC 4-1) et anglais (BS 28-85). Le code
PARTIE III ETUDE SUR LA CONCEPTION ET RESULTATS
79
MEMOIRE DE FIN D’ETUDE
français NF E 32-130 ne se prononce pas sur la question de purge continue, mais estime aussi comme
puissance utile celle transmise à la vapeur pour l’alimentation des auxiliaires.
II.7.1.2. Puissances introduites
Les puissances introduites sont de différentes natures, la principale provenant du combustible.
Leur évaluation directe résulte de l’équation :
𝑝𝑢𝑖𝑠𝑠𝑎𝑛𝑐𝑒𝑠 𝑖𝑛𝑡𝑟𝑜𝑑𝑢𝑖𝑡𝑒𝑠 =𝑝𝑢𝑖𝑠𝑠𝑎𝑛𝑐𝑒 𝑢𝑡𝑖𝑙𝑒
𝑟𝑒𝑛𝑑𝑒𝑚𝑒𝑛𝑡 [46]
Tableau 6 Evaluation de la puissance utile pour une chaudière de 975t/h
Définition de l’allure maximale continue 100%
Do
nn
ées
de
dép
art
Température ...................................... (°C)
Eau d’alimentation.............................
Saturation...........................................
Sortie surchauffeur............................
Entrée resurchauffeur........................
Sortie resurchauffeur ........................
Pression..............................................(bar)
D’alimentation....................................
Au réservoir........................................
De sortie surchauffeur.......................
D’entrée resurchauffeur ....................
De sortie resurchauffeur ...................
Débit massique ................................(kg /s)
D’alimentation....................................
De sortie surchauffeur.......................
De sortie resurchauffeur ...................
262,069
361,565
542,397
342,578
540,606
217,250
190,300
183,100
45,843
43,803
270,912
270,912
240,237
PARTIE III ETUDE SUR LA CONCEPTION ET RESULTATS
80
MEMOIRE DE FIN D’ETUDE
Tableau 6 Evaluation de la puissance utile pour une chaudière de 975t/h B
ilan
th
erm
iqu
e
Enthalpie massique ........................(kJ/kg)
Alimentation.......................................
Eau bouillante ....................................
Vapeur saturée...................................
Sortie surchauffeur............................
Entrée resurchauffeur........................
Sortie resurchauffeur ........................
D’injection en resurchauffe...............
Puissance contenue............................(kW)
Alimentation.......................................
Eau bouillante ....................................
Vapeur saturée...................................
Sortie surchauffeur............................
Entrée resurchauffeur........................
Sortie resurchauffeur ........................
Puissance nécessaire ..........................(kW)
Échauffement de l’eau........................
Vaporisation .......................................
Surchauffe ..........................................
Resurchauffe ......................................
Puissance utile………............................(kW)
1 144,050
1 779,771
2 469,216
3 391,180
3 059,990
3 532,910
787,710
309 936,813
482 161,188
668 940,250
918 711,250
735 122,750
848 735,625
172 224,375
186 779,062
249 771,000
113 612,875
722 387,313
Tableau 6 Evaluation de la puissance utile pour une chaudière de 975t/h
La notion de rendement n’est précise qu’à condition de lui associer :
— une indication complémentaire vis-à-vis du pouvoir calorifique supérieur ou inférieur du
combustible;
— le choix d’un code de calcul final du rendement; en effet, suivant les pays ou les usages, certaines
valeurs de pertes ou d’apports de chaleur auxiliaire interviennent de façon différente dans les bilans.
Mais pour aborder les calculs, il est indispensable d’analyser plus en détail les éléments du bilan
(figure 58) à partir de l’équation :
puissances introduites = puissance utile + pertes [47]
PARTIE III ETUDE SUR LA CONCEPTION ET RESULTATS
81
MEMOIRE DE FIN D’ETUDE
et de prendre en compte les composants de la puissance totale introduite et des différentes pertes,
leur estimation préalable passant par la fixation à priori d’une valeur admissible des pertes, à
confirmer ultérieurement et à rectifier éventuellement après calcul.
Figure 58 Bilan d’énergie du système chaudière
La puissance introduite par le combustible est proportionnelle au débit de combustible brûlé. La
réaction de combustion n’est pas toujours complète ; suivant l’excès d’air utilisé, la qualité des
brûleurs ou des systèmes de combustion, la taille du foyer ou la préparation du combustible, une
partie de celui-ci ne brûle pas.
Par définition, on considère comme puissance introduite par le combustible celle qui résulterait de la
combustion complète introduite dans le système, avec son pouvoir calorifique normal, ce qui
équivaut à compter comme pertes la chaleur qui aurait été produite par la combustion de ces
imbrûlés.
Mais l’expression de la puissance introduite (ainsi que celle des pertes correspondant à la
combustion) est liée au choix retenu pour la définition du pouvoir calorifique du combustible.
Il faut également évoquer les notions d’enthalpie de formation (chaleur latente) et d’enthalpie
sensible (chaleur sensible).
PARTIE III ETUDE SUR LA CONCEPTION ET RESULTATS
82
MEMOIRE DE FIN D’ETUDE
II.7.1.2.1. Enthalpie de formation du combustible
La production de chaleur résulte de la combustion, c’est-à-dire d’une réaction chimique entre un
combustible et de l’air pris à l’extérieur. La chaleur produite par la combustion d’une quantité
unitaire (kg ou Nm3 de combustible) est mesurée en laboratoire à la bombe calorimétrique à partir
d’une faible quantité d’un échantillon de ce combustible que l’on fait brûler en présence d’un excès
d’oxygène ; la masse de produits, initialement à 0°C, est ramenée à cette même température après
combustion. La quantité de chaleur mesurée par ce procédé, désignée par PCS pouvoir calorifique
supérieur, prend en compte la chaleur de condensation de la vapeur d’eau produite.
En outre, dans le cas particulier de gaz, les réactions chimiques créent après combustion un nombre
de moles différent de celui d’origine ; la pression dans la bombe calorimétrique est différente de la
pression dans la chaudière. Or, la combustion dans les chaudières s’effectuant à la pression
atmosphérique (ou à une pression très voisine), il y a lieu de corriger ce pouvoir calorifique en
prenant en compte l’énergie de compression, pour obtenir un pouvoir calorifique ramené à la
pression atmosphérique.
On constate que les fumées envoyées à la cheminée emportent sous forme de vapeur l’eau créée par
la combustion. C’est pourquoi il a paru réaliste de définir un autre pouvoir calorifique qui tiendrait
mieux compte de la chaleur pratiquement utilisable et de le calculer comme étant le PCS diminué de
la chaleur de vaporisation à la pression atmosphérique de l’eau contenue dans les produits de
combustion. C’est le pouvoir calorifique inférieur PCI.
Le tableau 7 donne les formules de transformation entre PCS et PCI (avec les notations A et c du
tableau 4).
Tableau 7 Formules de transformation entre PCS et PCI à partir de Q=PCS/sec
Pouvoirs
calorifiques
PCS (kJ/kg ou kcal/kg) PCI (kcal/kg) PCI (kJ/kg)
Brut 𝑄
100 − 𝐴
100 (𝑄 − 54𝐻)
100 − 𝐴
100− 6𝐴 (𝑄 − 226𝐻)
100 − 𝐴
100− 25𝐴
Sec 𝑄 = 𝑃𝐶𝑆/𝑠𝑒𝑐 𝑄 − 54𝐻 𝑄 − 226𝐻
Pur 𝑄
100
100 − 𝜆𝑐 (𝑄 − 54𝐻)
100 − 𝐴
100− 𝜆𝑐 (𝑄 − 226𝐻)
100 − 𝐴
100− 𝜆𝑐
H teneur pondérale en hydrogène sur sec.
λ coefficient (1,08 ou 1,125) intervenant dans les formules de Lefebvre et Georgiadis.
Tableau 7 Formules de transformation entre PCS et PCI à partir de Q=PCS/sec
PARTIE III ETUDE SUR LA CONCEPTION ET RESULTATS
83
MEMOIRE DE FIN D’ETUDE
En pratique, dans les chaudières industrielles, il n’est pas possible d’extraire des fumées la chaleur
correspondant à la condensation de la vapeur résultant de la combustion, et cela pour trois raisons :
— une raison économique : le développement des surfaces de l’échangeur basse température serait
excessif et l’investissement trop important par rapport au gain de consommation ;
— le risque de collage des cendres en présence d’eau condensée sur les parois, avec formation de
produits adhérents, souvent solides ou simplement un colmatage par accumulation ;
— le risque de corrosion quand le combustible contient du soufre (fuel, point de rosée).
De la sorte, la récupération de chaleur par condensation n’est raisonnablement envisagée que pour
des combustions de gaz naturel sans soufre, au prix de précautions supplémentaires (conduits de
fumées en acier inoxydable, surveillance du pH des condensats).
C’est pourquoi, en Europe, le PCI est pris en compte pour le calcul de la puissance introduite.
II.7.1.2.2. Enthalpie sensible du combustible
Le combustible est en général à la température ambiante (combustible solide ou gaz naturel),
température qui peut être un peu différente de celle de référence et doit être tenue en compte. Les
combustibles liquides, et principalement les fuels lourds, doivent être chauffés pour que leurs
viscosités soient telles que l’on obtienne une pulvérisation suffisamment fine pour assurer une
bonne combustion.
Dans les chaudières de récupération (derrière la turbine à gaz, par exemple), le seul apport de
chaleur provient de l’enthalpie sensible du mélange gazeux introduit.
Cet apport de chaleur, proportionnel au combustible introduit, intervient dans le bilan, mais d’une
façon différente suivant la provenance de l’énergie de réchauffage, qui peut être externe à la
chaudière ou prélevée directement sur sa chaleur interne. C’est l’un des cas où il est important, pour
la clarté de la présentation d’un bilan, de suivre les recommandations de la remarque de la figure 58.
II.7.1.2.3. Puissance introduite par l’air dans la chaudière sous forme
d’enthalpie sensible
Elle n’est à prendre en compte que lorsque la chaleur a été fournie par une source extérieure au
système. C’est le cas lorsque l’on préchauffe l’air, avant son introduction dans le réchauffeur d’air,
soit pour la protection contre la corrosion des zones basse température du réchauffeur d’air, soit
pour assurer une meilleure combustion.
II.7.1.2.4. Puissances auxiliaires introduites sous forme mécanique
Ce sont toutes celles dues à des systèmes de transport internes à la chaudière entraînés par une
énergie d’origine extérieure, électrique en général, parfois sous forme de vapeur en provenance du
PARTIE III ETUDE SUR LA CONCEPTION ET RESULTATS
84
MEMOIRE DE FIN D’ETUDE
réseau ou de la turbine. Sont impliqués les pompes de circulation, ventilateurs de recyclage,
ventilateurs associés au broyage, broyeurs, pompes d’injection de fuel, etc.
II.7.1.3. Pertes
Les codes de détermination de rendement énumèrent plus d’une dizaine de pertes, car ils examinent
en détail celles créées par chacun des composants des fumées. Sans aller si loin, pour juger du
fonctionnement économique d’une chaudière, il faut distinguer les points suivants (figure 58).
II.7.1.3.1. Perte par enthalpie sensible des fumées
Elle est proportionnelle à la masse des fumées sortant du système et à l’écart entre la température
des fumées à la sortie de la chaudière et la température de référence ou la température extérieure.
Rapportée au pouvoir calorifique, la masse des fumées dépend :
— du ballast du combustible : azote ou CO2 dans le cas de gaz combustible, naturel ou de synthèse,
et cendres dans le cas de charbon pulvérisé ;
— de sa teneur en eau, ce qui est évident pour un rendement défini base PCS, mais c’est également
valable pour un rendement défini base PCI, la perte provenant de l’échauffement de la vapeur de
l’eau contenue dans les fumées, comptée depuis la température de référence jusqu’à celle de la
cheminée ;
— du débit d’air nécessaire pour assurer la combustion stœchiométrique ; il est en général d’autant
plus important que le pouvoir calorifique est bas ;
— de l’humidité de l’air ;
— de l’excès d’air nécessaire pour assurer la combustion quasi complète, de façon à limiter les
imbrûlés ;
— des entrées d’air (inutiles) en aval du foyer dans les chaudières à foyer en dépression ;
— des fuites de réchauffeur d’air du type régénératif
En exploitation normale, le maintien d’un bon rendement passe par la lutte contre les entrées d’air
parasites et la recherche permanente de l’excès d’air minimal. Le réglage de l’air est facile si l’on
dispose de moyens de mesure et de modulation du débit d’air en fonction du débit de combustible
envoyé à chaque brûleur ; mais cette mesure est rarement réalisée. Généralement, le réglage de l’air
est global, défini en fonction du CO2 ou de la teneur en oxygène résiduel mesurés, éventuellement
d’un début d’opacification des fumées. Si l’on marche en fonction des indications de l’opacimètre,
l’excès d’air global est imposé par le comportement du plus mauvais brûleur ou de la zone de
combustible la plus active (combustion du charbon sur grille, par exemple).
L’effet individuel du réglage des brûleurs se fait moins sentir s’il y a dans le foyer un brassage global.
PARTIE III ETUDE SUR LA CONCEPTION ET RESULTATS
85
MEMOIRE DE FIN D’ETUDE
La température à la cheminée dépend :
— de l’investissement consenti pour le dernier récupérateur, c’est-à-dire de l’écart entre la
température des fumées et celle du fluide chargé de les refroidir (eau si l’échangeur terminal est un
économiseur, air plus ou moins préchauffé s’il s’agit d’un réchauffeur d’air) ;
— de sa limitation imposée par des risques de corrosion liée au point de rosée dans les gaines situées
en aval, dans le dépoussiéreur et dans la cheminée proprement dite ;
— dans le cas de préchauffage d’air, de sa régulation habituelle qui a pour effet de maintenir
constante la moyenne des températures air + fumées pour mettre le métal à l’abri de la corrosion. Si
l’échangeur terminal est un économiseur, on essaie de maintenir constante la température de l’eau à
l’entrée de celui-ci.
Si le réchauffeur d’air est du type régénératif, on peut prendre indifféremment pour évaluer la
chaleur perdue à la cheminée :
— la quantité de gaz entrant dans le réchauffeur d’air, en évaluant la chaleur à la sortie à partir de la
température théorique ;
— la quantité de gaz sortant du réchauffeur d’air, y compris les fuites, à sa température réelle.
La chaleur de préchauffage de l’air évalué pour la totalité de l’air passant dans le préchauffeur
intervient comme crédit de chaleur dans le calcul du rendement.
Le calcul de la perte à la cheminée résulte du produit de la quantité de gaz à la sortie du réchauffeur
d’air par l’enthalpie de ceux-ci. Cette enthalpie englobe celle des gaz secs, celle de la vapeur d’eau
(sous forme gazeuse) et celle des cendres transportées dans les fumées en amont du dépoussiéreur.
Les pertes par gaz secs (évalués sur PCS) ou par gaz humides (évalués sur PCI) sont données à titre
indicatif sur la figure 59 pour du mazout et du gaz naturel de pouvoir calorifique déterminé.
Remarque :
Pertes par la vapeur d’eau :
Si le calcul du rendement est basé sur le PCI, on ne prend en compte que de la chaleur
d’échauffement de la vapeur à la pression partielle qu’elle a dans les fumées, entre sa température à
la sortie du réchauffeur d’air et la température de référence. On peut être amené à décomposer
cette perte et, par conséquent, les quantités de vapeur correspondantes transportées dans les
fumées, en :
— eau provenant de la combustion de l’hydrogène ;
— eau contenue dans le combustible (séchage) ;
— eau contenue dans l’air à l’aspiration du ventilateur de soufflage ;
PARTIE III ETUDE SUR LA CONCEPTION ET RESULTATS
86
MEMOIRE DE FIN D’ETUDE
— vapeur d’atomisation.
Si le calcul du rendement est basé sur le PCS, il faut ajouter la perte par vaporisation de l’eau
provenant de la combustion de l’hydrogène et de l’humidité du combustible. La chaleur de
vaporisation est calculée à la pression partielle de la vapeur dans les fumées, pour la température de
référence.
Pertes par chaleur sensible des cendres :
Dans la combustion de charbon pulvérisé, la chaleur sensible des cendres volantes est intégrée dans
l’enthalpie des fumées pour tout leur parcours en chaudière, puisqu’elles peuvent intervenir de
façon importante dans les échanges.
La perte par chaleur sensible des cendres à la sortie de la chaudière est donc prise en compte dans
l’enthalpie des fumées sortant du dernier échangeur ; elle se trouve associée à la chaleur sensible
des gaz et de la vapeur d’eau.
La perte due aux cendres extraites de la trémie sous foyer (mâchefers) est évaluée à part, à
leur température d’extraction et en fonction de la quantité recueillie ou estimée ; il en est de même
pour les chaudières à grilles (sortie de mâchefers) ou à cendres fondues.
Figure 59 Pertes à la cheminée par gaz secs et gaz humides en fonction de la température à la cheminée
II.7.1.3.2. Pertes par imbrûlés
Les pertes par imbrûlés, ou par combustion incomplète, se composent d’imbrûlés solides (perte par
carbone dans les mâchefers et dans les suies) et d’imbrûlés gazeux (CO, hydrogène et
PARTIE III ETUDE SUR LA CONCEPTION ET RESULTATS
87
MEMOIRE DE FIN D’ETUDE
hydrocarbures). Elles sont fortement réduites (imbrûlés solides) ou annulées (imbrûlés gazeux)
lorsque l’on a réuni les éléments favorables à une bonne combustion (II .6.3).
Il faut un déréglage important pour qu’une part de combustible ne brûle pas du tout (jet de mazout
ou de gaz en provenance d’un brûleur non allumé) ; par contre, dans des flammes de combustible
liquide ou gazeux, un léger déréglage de l’air apporté localement au brûleur est générateur
d’imbrûlés soit sous forme de carbone (noir de fumées, fréquent surtout en période d’allumage en
zone froide), soit sous forme de monoxyde de carbone, indice d’une combustion incomplète par
insuffisance d’oxygène.
Dans les installations correctement conçues et bien réglées, on peut dire qu’avec les combustibles
gazeux et liquides il n’y a pas d’imbrûlés avec des excès d’air de l’ordre de 5%.
Il n’en est pas de même avec les combustibles solides, pour lesquels le réglage de combustion est un
compromis entre les pertes par imbrûlés et le supplément de pertes par chaleur sensible des fumées
consécutif à une augmentation de l’excès d’air.
La mesure des pertes par imbrûlés gazeux se fait par analyse des fumées ; celle des imbrûlés solides
par évaluation de la quantité de carbone recueillie dans les cendres.
II.7.1.3.3. Pertes par les parois : rayonnement et convection externe
Compte tenu de la difficulté de leur estimation précise et de leur faiblesse relative vis-à-vis des autres
pertes, il a été convenu de les évaluer forfaitairement. Ces pertes sont faibles puisque :
— pour des raisons de protection du personnel, il est souvent imposé une température limite de la
tôle externe qui recouvre le calorifuge ;
— l’épaisseur courante de calorifuge, comprise entre 50 et 100 mm, intervient relativement peu dans
l’investissement, la majorité du coût étant due à la pose et à la fourniture de la protection externe ;
le surcoût, pour obtenir une température de tôle convenable, n’est pas très élevé.
Ces pertes par rayonnement et par convection externe, proportionnelles à l’enveloppe extérieure de
la chaudière, diminuent en valeur relative quand la puissance de la chaudière s’accroît.
Pour une chaudière donnée, elles restent constantes en valeur absolue, indépendamment de l’allure,
puisque la température des parois (écrans tubés) ne varie pratiquement pas.
La taille d’une chaudière dépendant, à puissance égale, de la nature du combustible, il serait normal
que les pertes forfaitaires estimées aillent en croissant dans l’ordre gaz et fuel, charbon, puis lignite,
pour tenir compte en particulier du développement important des liaisons associées au broyage et
au séchage du combustible solide.
PARTIE III ETUDE SUR LA CONCEPTION ET RESULTATS
88
MEMOIRE DE FIN D’ETUDE
C’est ce que l’on constate dans le code allemand DIN 1942, qui, dans sa révision du Juin 1979, a
encore accentué, par rapport à l’édition précédente, les écarts dus aux différents combustibles.
Le code américain ASME PTC 4-1 ne fait pas cette distinction (document édité par l’American Boiler
Manufacturers Association). Il en est de même du code français NF E 32-131.
La comparaison entre les valeurs de ces pertes pour des chaudières de différentes puissances est
faite dans le tableau suivant (4 écrans refroidis).
Débit de vapeur ............................ (t/h)
Puissance électrique associée....(MW)
Puissance thermique...................(MW)
100
25
60
700
250
570
1800
600
1360
Code français........................................
Code américain.....................................
Code allemand :
— gaz, fuel........................................
— charbon........................................
— lignite ...........................................
0.48
0.37
0.33
0.64
0.93
0.26
0.20
0.17
0.32
0.47
0.235
0.185
0.13
0.25
0.37
Les pertes sont estimées en pourcentage du PCS ou du PCI.
Tableau 8 Comparaison entre les valeurs de ces pertes pour des chaudières selon les différents codes
La figure 60 reproduit la courbe de la norme française NF E 32-131.
Figure 60 Evaluation conventionnelle de la perte par les parois :
II.7.1.4. Débit de combustible à brûler à une allure donnée
La détermination de ce débit résulte de l’équilibre du bilan tel que présenté ci-avant, ou plus
directement, du calcul des pertes liées à l’utilisation de chaque unité de combustible (kg de charbon
PARTIE III ETUDE SUR LA CONCEPTION ET RESULTATS
89
MEMOIRE DE FIN D’ETUDE
ou de fuel, Nm3 de gaz, etc.) dans les conditions de fonctionnement prévues et de la détermination
de la chaleur nette transférable à la production de vapeur (le pouvoir calorifique moins les pertes
unitaires).
Le rapport entre la puissance utile totale et cette chaleur unitaire transférable détermine le débit de
combustible.
De la connaissance du débit de combustible résulte la possibilité de calculer les débits d’air et de
fumées.
II.7.2. Bilan matière
Les opérations à effectuer portent successivement sur la détermination d’éléments relatifs à une
unité de combustible (kg de charbon ou de fuel, Nm3 de gaz) : les débits unitaires d’air et de fumées.
On commence par le choix de l’excès d’air minimum pour obtenir une bonne combustion.
— Détermination, à partir de l’analyse élémentaire des réactions chimiques de combustion, de la
quantité d’oxygène nécessaire à celle-ci et de la quantité d’air associé y compris l’excès d’air, donc du
pouvoir comburivore. L’air atmosphérique étant humide, il y a lieu de se fixer son degré
hygrométrique ou sa teneur en vapeur d’eau, en fonction de la température de référence choisie.
— Détermination de la masse, du volume et de la composition des fumées produites par la
combustion de cette unité de combustible, donc du pouvoir fumigène. Les réactions admises sont
celles de l’oxydation totale, sauf pour le soufre qu’on limite à la production de SO2 (et non pas de
SO3).
Sur le plan de la chimie, la combustion, réaction d’oxydation, peut se représenter par le diagramme
de la figure 31 :
- à partir de la composition des fumées, détermination de leur capacité thermique massique
ou volumique ;
- après le choix de la température des fumées à la cheminée, calcul de la perte par enthalpie
sensible des fumées ;
- cumul de cette perte avec celles estimées (en %) pour les imbrûlés, par convection et
rayonnement externe ;
- estimation des crédits de chaleur (en %).
Après addition des crédits de chaleur et soustraction des diverses pertes, on obtient la puissance
unitaire disponible.
PARTIE III ETUDE SUR LA CONCEPTION ET RESULTATS
90
MEMOIRE DE FIN D’ETUDE
Figure 61 Diagramme de la combustion
II.7.2.1. Débit de combustible
Compte tenu du bilan des énergies vu auparavant, on peut déduire la quantité de combustible à
introduire comprenant la part brûlée et la part imbrûlée.
Remarques :
L’analyse élémentaire est primordiale pour le calcul du débit d’air, de fumées, et la
composition de celles-ci. Ainsi, une précaution essentielle est de reconstituer le pouvoir calorifique à
partir de l’analyse et de comparer le résultat au pouvoir calorifique affiché ; pour calculer des
pouvoirs calorifiques à partir de l’analyse immédiate, il existe des formules empiriques (formules de
Boïe, par exemple), dont les résultats sont valables à 2 ou 3 % près.
La teneur en O2 du combustible est obtenue par la différence entre l’échantillon avant
analyse, les produits qui ont disparu par combustion, et les cendres. Or :
PARTIE III ETUDE SUR LA CONCEPTION ET RESULTATS
91
MEMOIRE DE FIN D’ETUDE
- la masse des cendres diffère de la masse des inertes de l’échantillon initial (disparition du
CO2 des carbonates et disparition de H2O de certains hydrates, mais oxydation de certains
composants);
- cette différence, déjà sujette à erreur, englobe O2 et N2, dont la distinction sur le résidu
gazeux éventuellement recueilli n’est pas précise.
Comme l’oxygène du combustible intervient dans la combustion et réduit la quantité d’air extérieur
nécessaire, un écart de 1 point sur la teneur en O2 du combustible se traduit par un écart d’environ 5
points sur la quantité d’air nécessaire.
II.7.2.2. Débits d’air et de fumées
Ce sont les produits du débit de combustible brûlé par le pouvoir comburivore (débit d’air) et le
pouvoir fumigène (débit de fumées) ; il s’agit bien entendu de débits totaux, pour un excès d’air
déterminé.
II.7.2.2.1. Répartition du débit d’air
- Air primaire vers le circuit de broyage dans le cas du charbon, puis vers la zone centrale des
brûleurs, en contact direct avec le combustible dans la zone d’allumage.
- Air secondaire nécessaire pour la combustion correcte.
- Parfois, air tertiaire, complément pour la combustion complète, mais en retrait de la zone de
feu pour limiter les oxydes d’azote.
II.7.2.2.2. Répartition du débit de fumées
Les fumées produites par la combustion dans le foyer traversent ensuite les échangeurs, où elles sont
refroidies avant de sortir à la cheminée, le plus souvent extraites par un ventilateur de tirage. Elles
peuvent être divisées dans leur parcours à travers les échangeurs pour permettre de favoriser, en
fonction de l’allure, un circuit de vapeur - resurchauffe par exemple.
Elles peuvent être également reprises dans une zone à température moyenne 350/450°C,
généralement en aval de l’économiseur et en amont du réchauffeur d’air, pour être réinjectées dans
le foyer. C’est le recyclage, qui a des effets :
- sur la combustion et la température dans le foyer ;
- sur les échangeurs : réduction de la température des fumées en amont, augmentation en
aval, augmentation des vitesses et des coefficients d’échange ;
- sur le réglage de la resurchauffe à basse allure par modification du débit de fumées, qui ne
reste plus proportionnel à l’allure de la chaudière.
PARTIE III ETUDE SUR LA CONCEPTION ET RESULTATS
92
MEMOIRE DE FIN D’ETUDE
Ce débit de fumées recyclées varie, suivant les conceptions, entre 20 % et 40 % du débit normal à la
pleine charge.
Le recyclage s’effectue grâce à un ventilateur traversé par des gaz à 400/450°C ; il est courant pour
des chaudières à fuel ou à gaz, plus rare pour du charbon, à cause de l’érosion provoquée par les
cendres.
II.8. Echangeurs
Il est à noter que la chaudière est composée d’une succession d’échangeurs, d’une géométrie et
d’une surface bien déterminées et invariables. Les échanges thermiques intervenants sont soumis à
des lois physiques, avec comme complication supplémentaire le fait que tout changement du
comportement d’un appareil a des effets sur l’appareil qui se trouve en aval, que ce soit sur le circuit
des fumées ou sur le circuit du fluide chauffé.
II.8.1. Rôle des échangeurs
D’un point de vue très générale, une chaudière peut se ramener à :
- un foyer servant à convertir l’énergie contenue dans le combustible (pouvoir calorifique) en
gaz chauds et en rayonnement ;
- des échangeurs utilisés pour transférer l’énergie contenue dans les combustibles à un fluide
utilisable dans un cycle thermodynamique, fluide qui est généralement de l’eau sous forme
liquide ou vapeur utilisée actuellement dans la quasi-totalité des cycles de production
d’énergie.
PARTIE III ETUDE SUR LA CONCEPTION ET RESULTATS
93
MEMOIRE DE FIN D’ETUDE
Figure 62 Exemple de chaudière au charbon avec la succession des principaux échangeurs
PARTIE III ETUDE SUR LA CONCEPTION ET RESULTATS
94
MEMOIRE DE FIN D’ETUDE
En suivant le parcours de ce fluide le long de la chaudière (figure 62), il traverse successivement les
principaux échangeurs suivants : économiseur, vaporisateurs (parois du foyer sur la figure),
surchauffeurs et resurchauffeurs.
Voyons un à un les rôles de ces différents échangeurs :
L’économiseur : l’eau venant du poste de réchauffage, alimenté par les soutirages de la
turbine, s’y échauffe avant son introduction dans le réservoir ou le séparateur (séparateur
«humide»). L’eau à la sortie de cet appareil est généralement à une température inférieure à la
température de saturation, mais, dans certains cas, l’économiseur peut être vaporisant.
L’économiseur, divisé parfois en différents éléments, est généralement constitué de tubes à ailettes
(pour des combustibles comme le fuel ou gaz naturel) ou de tubes lisses (pour les combustibles
comme le charbon et autres). Pour des raisons d’optimisation des échanges, il est généralement situé
sur le parcours des fumées entre le dernier surchauffeur ou resurchauffeur et le réchauffeur d’air.
Les vaporisateurs : quand l’économiseur n’est pas vaporisant, ils assurent la fin de
l’échauffement de l’eau et la production de la vapeur. Les vaporisateurs sont généralement
constitués par les écrans soudés de la chaudière mais doivent parfois être complétés par des
faisceaux.
Les surchauffeurs : situés sur le parcours des fumées entre la sortie du foyer et
l’économiseur, ils servent à élever la température de la vapeur depuis l’état saturé (pour les
chaudières à réservoir) ou légèrement surchauffée (pour les chaudières à circulation forcée). Ce sont
généralement des échangeurs tubulaires bien que certaines parties de la surchauffe puissent se faire
dans des parois de la chaudière (cages arrière de chaudière, surchauffeurs muraux, écrans de
chaudières à circulation forcée).
Les resurchauffeurs : ils ont un rôle identique à celui des surchauffeurs, à savoir élever la
température de la vapeur surchauffée provenant de la turbine à un niveau déterminé.
Les désurchauffeurs : destinés à refroidir et à moduler la température de la vapeur
surchauffée ou resurchauffée, ils sont rarement tubulaires (immergés dans le réservoir) mais
généralement assimilables à des échangeurs par mélange puisqu’ils procèdent par injection d’eau
dans la vapeur.
Il peut y avoir d’autres échangeurs associés à la chaudière : non directement en liaison avec l’eau
ou la vapeur du cycle, néanmoins, ils ne sont pas moins indispensables au bon fonctionnement de
l’installation :
Le réchauffeur d’air : échangeur entre l’air de combustion et le gaz de combustion, est le seul
capable d’abaisser la température des fumées pour obtenir un rendement élevé du fait de la
PARTIE III ETUDE SUR LA CONCEPTION ET RESULTATS
95
MEMOIRE DE FIN D’ETUDE
température de l’air le traversant (entrant à la température ambiante ou légèrement préchauffé).
Souvent subdivisé entre air primaire et air secondaire (comme sur la figure 62), cet échangeur peut
être :
- tubulaire, volumineux et lourd mais ne présentant pas de fuites ;
- régénératif, plus compact et léger mais avec un taux de fuite inéluctable variant de 5 à 10 %.
L’utilisation d’autres types d’appareils, tels que les caloducs, est aussi envisageable pour but de
réunir les avantages des deux modèles ci-dessus sans en avoir les inconvénients.
Le préchauffeur d’air : dans le but principal de protéger le réchauffeur d’air et les gaines de
fumées placées en aval des risques de corrosion par condensation d’acide pendant les démarrages
(sauf si le combustible utilisé au démarrage est du gaz ou du fuel) ou pendant le fonctionnement
normal (centrales au fuel lourd). Cette fonction est assurée généralement par un échangeur à tubes à
ailettes où l’air est réchauffé par de la vapeur (condensation) ou de l’eau.
II.8.2. Architecture générale de la chaudière et ordre de parcours des fumées :
La chaudière doit assurer :
- un débit de vapeur strictement et rapidement égal à celui demandé par la turbine ;
- une pression constante au point d’utilisation de la vapeur (ou, dans le cas d’un système à
pression glissante, la pression associée à la puissance demandée) ;
- le maintien assez large de la température de la vapeur surchauffée (30 à 100 % de l’allure) ;
- le maintien de la température de la vapeur resurchauffée entre l’allure nominale et l’allure
maximale, en général entre 60 et 100 %.
La disposition des échangeurs selon l’architecture générale de la chaudière, doit à la fois
tenir compte :
- des moyens de réglage disponibles ;
- des contraintes technologiques ou économiques liées à la résistance mécanique des tubes
constituant les échangeurs pour les températures auxquelles ils sont utilisés ;
- des contraintes liées directement à la température, à la vitesse des fumées et à la nature du
combustible telles qu’encrassement ou érosion par les cendres (fusibles ou collantes),
corrosion, fluages, etc. ;
- des contraintes imposées par toute la structure : intervalles entre panneaux, répartition des
charges, etc.
PARTIE III ETUDE SUR LA CONCEPTION ET RESULTATS
96
MEMOIRE DE FIN D’ETUDE
II.8.2.1. Répartition et variation des échanges suivant l’allure :
Les quantités de chaleur à transférer depuis les fumées vers les échangeurs et les conditions des
échanges varient avec la puissance globale produite, et cela pour plusieurs raisons :
- pour maintenir une température finale constante, la quantité de chaleur à fournir à la
resurchauffe est proportionnellement plus importante à basse allure que celle à fournir à la
surchauffe quand la chaudière est à pression fixe ;
- en pression glissante, la quantité de chaleur nécessaire à la vaporisation s’accroît, toutes
proportions gardées, quand l’allure et la pression diminuent ;
- les températures baissent avec l’allure, que ce soient celles des fumées à la sortie du foyer
ou celles du fluide chauffé (eau d’alimentation, vapeur à resurchauffer).
Il est donc nécessaire de trouver des moyens d’action sur les échanges, pour obtenir les
performances désirées (températures et quantités de chaleur).
II.8.2.2. Moyens d’action sur les échanges :
Action sur la vapeur :
L’injection d’eau dans la vapeur est la plus simple et la plus généralement appliquée, de préférence
en amont du dernier échangeur (surchauffeur ou resurchauffeur) ; la vaporisation de cette eau
produit un refroidissement de la vapeur. L’injection nécessite un certain nombre de précautions :
- une eau correctement déminéralisée (obtenue parfois par condensation de vapeur saturée
prélevée au réservoir) ;
- une pulvérisation en fines gouttelettes dans la vapeur à refroidir ;
- une protection des parois internes des tubes par une jaquette en acier inoxydable dans la
zone de refroidissement pour y limiter les contraintes thermiques.
PARTIE III ETUDE SUR LA CONCEPTION ET RESULTATS
97
MEMOIRE DE FIN D’ETUDE
Figure 63 Injection d’eau dans la vapeur en amont du resurchauffeur
Action sur le débit de fumées :
- soit par modification de l’excès d’air au détriment du rendement ;
- soit par recyclage de fumées, généralement prélevées à l’entrée du réchauffeur d’air et
réinjectées dans le foyer ; il n’y a pas modification du débit à la cheminée, donc pas de perte
de rendement.
L’accroissement du débit de fumées abaisse la température dans le foyer et à sa sortie, réduit
l’échange dans les appareils en amont et accroît l’échange dans les appareils en aval par suite du
refroidissement plus réduit des fumées.
Action sur la répartition des fumées :
En divisant le trajet des fumées en circuits parallèles, avec prédominance de surchauffeurs dans l’un
des circuits et de resurchauffeurs dans l’autre, et en modulant les débits de fumées entre l’un ou
l’autre.
Action sur la température de sortie du foyer (et des échanges dans celui-ci) :
Par modification de la position du feu soit par adoption de brûleurs inclinables, soit par utilisation de
brûleurs à des niveaux différents.
II.8.2.3. Contraintes technologiques et économiques
La recherche économique de réduction des surfaces des échangeurs conduirait à placer les appareils
où l’on veut des températures de vapeur élevées dans les zones où les fumées sont les plus chaudes ;
on est cependant confronté aux problèmes liés à la tenue du métal des tubes portés à haute
PARTIE III ETUDE SUR LA CONCEPTION ET RESULTATS
98
MEMOIRE DE FIN D’ETUDE
température. Ce sont donc des questions de limitation de contraintes admissibles en fonction de
cette température et d’obligation de refroidir le métal au moyen d’un bon coefficient d’échange
interne (entre fluide chauffé et métal) qui vont déterminer à la fois le sens du parcours de la vapeur
(méthodique ou antiméthodique) et la position relative de chaque échangeur sur le trajet des
fumées.
Le diagramme de la figure 64, en suivant le parcours des fumées de gauche à droite, permet de
comparer l’évolution de leur température par rapport à celle des fluides chauffés. Les échangeurs
situés dans une région où les fumées sont à plus de 830°C sont antiméthodiques où les températures
évoluent inversement avec la température du fluide (co-courant); au-dessous de 830°C, ils sont
méthodiques, c’est-à-dire les températures évoluent avec la température du fluide (contre-courant).
Figure 64: évolution de la température des fumées et des fluides chauffées le long du parcours dans un exemple de chaudière à 300MW
II.8.3. Choix de la position et de l’ordre des échangeurs
Suivant le moyen d’action retenu (II.8.2.2), il existe une grande variété de solutions. Le choix dépend
de nombreux paramètres, essentiellement :
- du type de chaudière choisi en fonction du combustible ;
- du mode de fonctionnement et du type de circulation retenus ;
- des performances souhaitées ;
PARTIE III ETUDE SUR LA CONCEPTION ET RESULTATS
99
MEMOIRE DE FIN D’ETUDE
- des moyens de régulation.
Le maintien de la plage de resurchauffe joue à cet égard un rôle prédominant. À titre d’exemples,
pour des chaudières au fuel ou au gaz naturel à pression fixe, on peut avoir le réglage de la
resurchauffe :
- par recyclage de gaz (figure 65a) ;
- au moyen de brûleurs inclinables (figure 65b) ;
Pour des chaudières tour à charbon et à pression glissante, on peut avoir le réglage de la
resurchauffe :
- par injection d’eau (figure 66a), resurchauffeur haute température ou RHT en troisième
position et brûleurs fixes ;
- au moyen de brûleurs inclinables (figure 66b), resurchauffeur haute température ou RHT en
deuxième position ;
- par action sur l’excès d’air (figure 66c).
PARTIE III ETUDE SUR LA CONCEPTION ET RESULTATS
100
MEMOIRE DE FIN D’ETUDE
Figure 65 Réglage de la resurchauffe dans le cas d’une chaudière au fuel ou à gaz à pression fixe
PARTIE III ETUDE SUR LA CONCEPTION ET RESULTATS
101
MEMOIRE DE FIN D’ETUDE
Figure 66 Réglage de la resurchauffe dans le cas d’une chaudière tour à charbon et à pression glissante
PARTIE III ETUDE SUR LA CONCEPTION ET RESULTATS
102
MEMOIRE DE FIN D’ETUDE
Pour choisir la position des échangeurs sur le parcours des fumées, on utilise aussi le fait que les
échanges par rayonnement interne sont plus importants dans les zones à haute température et qu’il
y a prédominance des échanges par convection dans les zones à basse température.
II.8.4. Bilan global des échanges
Permettre de répartir entre chacun des échangeurs la puissance que l’on désire leur voir réaliser est
l’objectif de l’ensemble de résultats cité dans le paragraphe Bilan approfondi d’une chaudière (II.5),
associé au choix d’un mode de réglage et de la définition de nombre d’échangeurs par fonction.
Cette recherche doit être effectuée successivement à pleine allure, puis à des puissances partielles,
pour ensuite placer les échangeurs sur le parcours des fumées dans l’ordre que l’on estime à priori le
plus convenable.
Par bilan, la détermination des puissances à transmettre par les fumées et, par suite, l’évolution des
températures de celles-ci le long du parcours résultent de cette répartition des puissances désirées
pour chacun d’eux.
II.8.5. Calcul sur les échangeurs
II.8.5.1. Objet du calcul
C’est en premier lieu :
- la détermination de la surface de l’échangeur (éventuellement la surface ailetée);
- la détermination des données de construction : pas transversal et longitudinal, diamètre des
tubes à utiliser, encombrement de l’échangeur.
Ensuite :
- la distribution du fluide chauffé dans l’échangeur : nombre de tubes en parallèle par
élément;
- les pertes de charge à pleine allure côté fluide chauffé ;
- la vitesse et les pertes de charge côté fumées ;
- la vérification des critères acoustiques et vibratoires.
Enfin :
- le calcul des échanges à différentes allures, en particulier à celles pour lesquelles il y a une
garantie de tenue de température de la vapeur produite ;
- le calcul des injections et la détermination des paramètres de réglage tels que recyclage,
inclinaison des brûleurs, etc. ;
- l’évaluation de la température du fluide chauffé dans son parcours à l’intérieur du tube ;
- le choix des métaux (II.8.7.4).
PARTIE III ETUDE SUR LA CONCEPTION ET RESULTATS
103
MEMOIRE DE FIN D’ETUDE
Étant donné la complexité du calcul des échanges thermiques, on est pratiquement obligé, avant
d’aborder ce calcul, de se fixer a priori le diamètre extérieur des tubes et leur disposition
géométrique (pas transversal, longitudinal, II.8.6).
II.8.5.2. Méthode de calcul
La détermination :
- des coefficients d’échange par convection : de mode transversal (externe côté fumées) ou de
mode longitudinal (interne côté fluide chauffé) ;
- du coefficient de rayonnement ;
- de la conduction dans le métal ;
- du coefficient d’échange global résultant ;
- des pertes de charge créées par les frottements externes (côté fumées) et internes (côté
fluide chauffé).
À partir de ces données, on peut obtenir successivement :
- la surface totale de l’échangeur nécessaire pour réaliser le bilan individuel désiré ;
- le nombre d’éléments et de circuits à mettre en parallèle aussi bien du côté fumées que du
côté fluide chauffé ; et vérifier que le diamètre des tubes initialement retenu est compatible
avec les pertes de charge autorisées.
II.8.6. Conception des échangeurs au niveau des éléments de construction
Les échangeurs sont constitués d’une multitude de tubes regroupés (figure 67) :
- en panneaux ou éléments, qui sont dans un même plan, parallèles au sens de parcours des
fumées et équidistants entre eux du pas transversal ST ;
- dans un même élément, les tubes sont perpendiculaires au trajet des fumées, distants entre
eux du pas longitudinal SL, plus ou moins nombreux, alimentés en parallèle par le même
collecteur d’entrée et débitant dans le même collecteur de sortie.
La conception résulte de la prise en considération de nombreux facteurs auxquels, suivant les cas, il
faut accorder plus ou moins d’importance.
PARTIE III ETUDE SUR LA CONCEPTION ET RESULTATS
104
MEMOIRE DE FIN D’ETUDE
Figure 67 Vue cavalière d’un échangeur
II.8.6.1. Pour tous les combustibles,
Ce sont :
- la prise en compte du supportage des éléments qui, au-delà de 600°C de température de
fumées, n’est concevable qu’à l’aide de tubes parcourus par un fluide de refroidissement,
eau ou le plus souvent vapeur. Dans les chaudières de puissance plus réduite, dont les
carneaux ne sont pas trop profonds, le supportage peut être fait directement par les parois
refroidies ; au-delà de 3 ou 4 m de profondeur, il devient nécessaire de disposer de tubes de
suspension intermédiaires, à moins que l’échangeur ne s’autosupporte, en étant constitué de
tubes verticaux (figure 68a) :
- la prise en compte de phénomènes vibratoires, qui résultent souvent de la synchronisation
de tourbillons de Karman avec la fréquence acoustique des cavités, peut imposer le choix
d’un pas longitudinal plus faible ;
PARTIE III ETUDE SUR LA CONCEPTION ET RESULTATS
105
MEMOIRE DE FIN D’ETUDE
Figure 68 Supportage des éléments suivant l’orientation de l’échangeur
- le pas transversal est choisi de façon à maintenir une vitesse de gaz optimale, maximale
compatible avec l’érosion, en compensant la diminution de volume des gaz refroidis par un
resserrement des tubes (figure 69)
PARTIE III ETUDE SUR LA CONCEPTION ET RESULTATS
106
MEMOIRE DE FIN D’ETUDE
Figure 69 Espacement entre les panneaux des échangeurs
Ces considérations interviennent pour le choix des pas longitudinaux et transversaux :
- le choix du diamètre extérieur du tube, qui peut être un apriori selon les cas :
• pour les très hautes pressions, on a intérêt à choisir un petit diamètre, ce qui permet un
gain d’épaisseur, plus de compacité d’échangeur, une température de métal plus proche de celle du
fluide interne, un supportage plus serré puisque les portées admissibles sont réduites, mais conduit à
des longueurs plus importantes à mettre en œuvre et à une vitesse massique plus élevée dans
chaque tube, ce qui peut être évité par la multiplication de tubes en parallèle côté fluide chauffé,
• pour les faibles pressions, tubes de resurchauffeur par exemple, c’est plutôt le diamètre le
plus élevé, compatible avec l’épaisseur minimale technologique nécessaire pour le soudage, qui sera
retenu.
II.8.6.2. Pour le cas particulier des combustibles solides
PARTIE III ETUDE SUR LA CONCEPTION ET RESULTATS
107
MEMOIRE DE FIN D’ETUDE
Ce sont : la quantité de cendres et la température de fusibilité qui interviennent sur :
- le pas transversal des éléments et même la section des carneaux (vitesse de fumées limitée
pour réduire les effets de l’érosion) ;
- le pas longitudinal des tubes (tubes jointifs pour diminuer dans les zones à haute
température les dépôts de cendres collantes et faciliter leur enlèvement par ramonage) ;
- la disposition générale des échangeurs et leur étagement : pour permettre aux fragments de
dépôts détachés par le ramonage de descendre à travers les autres échangeurs, il est logique
de placer les grands pas transversaux en bas, d’où la conception des chaudières tour à circuit
de fumées ascendant (figure 70).
Figure 70 Disposition générale des échangeurs et leur étagement
Une fois le diamètre choisi, le nombre de circuits à installer en parallèle dans un même élément va
être déterminé par l’évaluation de la perte de charge de l’échangeur côté fluide chauffé.
II.8.7. Calcul de la température du tube et sélection du métal
La température du métal d’un tube d’échangeur dépend :
- de la température du fluide intérieur ;
- de la conductivité du métal et de son épaisseur ;
- du coefficient de transmission interne ;
- du flux de chaleur reçu sous forme de rayonnement et de convection.
L’ensemble de ces paramètres permet, mieux que la prise en compte de la température extérieure
des fumées, d’estimer la température locale maximale à laquelle le métal devra résister, tout en
étant soumis aux contraintes dues à la pression du fluide qui circule à l’intérieur.
PARTIE III ETUDE SUR LA CONCEPTION ET RESULTATS
108
MEMOIRE DE FIN D’ETUDE
La figure 71 illustre bien le résultat de ce calcul sur un tube du SHT à pleine allure.
Figure 71: Sélection des matériaux pour l’échangeur SHT à pleine allure avec l’évolution de leur température le long du trajet pour le tube 1
II.8.7.1. Effet de la température du fluide chauffé
Cette température s’accroît depuis l’entrée jusqu’à la sortie de l’échangeur. La recherche du
minimum de surface conduisant à choisir une disposition méthodique (contre-courant), la plus haute
température du fluide chauffé se trouve dans la zone de la plus haute température de fumées, celle
où se trouve en général le flux le plus élevé (rayonnement, écart de température), ce qui conduit
souvent à une température de métal trop élevée pour correspondre à une valeur économiquement
admissible. On est contraint alors à une disposition antiméthodique (circulation parallèle), tout au
moins pour la zone de sortie de l’échangeur (boucle retournée, figure 71).
En ce qui concerne la température du fluide chauffé, il faut distinguer la température moyenne
calculée pour satisfaire l’échange et la température majorée de toutes les marges destinées à couvrir
les disparités telles que :
PARTIE III ETUDE SUR LA CONCEPTION ET RESULTATS
109
MEMOIRE DE FIN D’ETUDE
- les écarts de la distribution du fluide chauffé entre les tubes (résultant de la perte de charge
et des pressions dynamiques au raccordement sur les collecteurs),
- les écarts sur l’estimation des échanges dus soit à une mauvaise évaluation des coefficients
d’échange, du rayonnement reçu ou des encrassements, soit à une disparité de distribution
des fumées entre une partie ou l’autre de l’échangeur,
- les écarts dus à l’influence des autres échangeurs.
II.8.7.2. Écart de température entre fluide et métal
Compte tenu des coefficients de transmission interne et externe et de la paroi du tube, le profil des
températures dans un tube parcouru par un fluide et chauffé extérieurement a l’allure donnée sur la
figure 72.
Figure 72 Ecart de température entre fluide et métal
Il faut remarquer que l’élévation de température (T2 – T1) dans l’épaisseur même de la paroi est
relativement faible par rapport à l’élévation de température entre fluide et paroi interne (T1 – T0),
écart directement lié à la quantité de chaleur absorbée et inversement proportionnel au coefficient
de transmission interne.
II.8.7.3. Exemple de profil de température métal à mi-épaisseur
Pour le premier tube d’un échangeur à panneaux (figure 69) soumis au rayonnement externe, le
diagramme de la figure 73 met en évidence l’importance de la connaissance de la distribution des
flux absorbés et surtout celle du maximum local ; la position M de la génératrice la plus sollicitée
varie suivant la situation du tube dans l’échangeur : en avant, face à un rayonnement direct du foyer
(figure 73), en avant ou en arrière, en regard d’une cavité ou en avant pour les échanges par
convection.
PARTIE III ETUDE SUR LA CONCEPTION ET RESULTATS
110
MEMOIRE DE FIN D’ETUDE
Figure 73 Profil de la température du métal à mi-épaisseur pour le premier tube d’un échangeur à panneaux soumis au rayonnement externe
II.8.7.4. Contraintes
Contrainte limite admissible S :
Elle dépend de la nature du métal, c’est-à-dire de ses caractéristiques mécaniques et du mode de
déformation du métal sous l’effet des contraintes et de la température ; on distingue en effet :
- une région basse température où la contrainte maximale admissible est définie par rapport à
la rupture R20,
- une région moyenne température où la valeur limite est fixée par rapport à la limite
élastique Rp 0,2,
- une région haute température où la contrainte limite est une fraction de la rupture par
fluage en 105 h, σR105.
Contrainte à laquelle est soumis le tube
Les codes de calcul des matériels sous pression ne prennent en compte que la contrainte radiale due
à la pression interne, nettement plus importante que la contrainte longitudinale et celle de flexion
due au poids ; ils imposent une formule de calcul de l’épaisseur minimale du tube e telle que :
𝑒 =𝑃𝐷
2 𝑆𝐸+𝑃
PARTIE III ETUDE SUR LA CONCEPTION ET RESULTATS
111
MEMOIRE DE FIN D’ETUDE
avec D diamètre extérieur du tube,
E coefficient de déformation de soudure (en général, égal à 1)
P pression de calcul,
S contrainte limite admissible.
L’ASME (code américain) module sa formule en incorporant un facteur y compris entre 0,4 et 0,7
suivant la température et adopte :
𝑒 =𝑃𝐷
2(𝑆𝐸+𝑃𝑦) [49]
Le tableau 9 résume les grandeurs nécessaires à prendre en compte pour l’établissement de cette
épaisseur e pour différents codes français et étrangers.
Tableau 9 Détermination de l’épaisseur minimale du tube pour la sélection du matériau du tube
Code de calcul AFNOR NF E 32-103 ASME Section I ISO R 831 TRD (allemand)
Contrainte
admissible,
la plus petite
parmi :
𝑅20
2,5 𝑜𝑢
𝑅20
2,85
(tubes) (collecteurs)
𝑅𝑝0,2
1,5
𝜎𝑅105
1,5
𝑅20
4
𝑅𝑝0,2
1,5
𝜎𝑅105
1,5
𝑅20
2,5
𝑅𝑝0,2
1,6
𝜎𝑅105
1,6
𝑅20
2,5
𝑅𝑝0,2
1,5
𝜎𝑅2 𝑥10 = 𝑚𝑖𝑛𝑖
𝑜𝑢 𝜎𝑅105
1,5
Pression de calcul Domaine élastique :
timbre
Fluage : pression
réelle de
fonctionnement
Timbre Pression maximale prévisible en
service
Formule de calcul 𝑒 =
𝑃𝐷
2𝑆𝐸 + 𝑃
𝑒 =𝑃𝐷
2(𝑆𝐸 + 𝑃𝑦)
y variant de 0,4 à 0,7
𝑒 =𝑃𝐷
2𝑆𝐸 + 𝑃)
𝑒 =𝑃𝐷
2𝑆𝐸 + 𝑃
R20 résistance à la rupture minimale à 20°C,
Rp0,2 limite élastique minimale à la température de calcul à 0,2 %, d’allongement rémanent,
𝜎𝑅105 contrainte moyenne de rupture par fluage en 100 000 h à la température de calcul,
D diamètre extérieur,
E coefficient de déformation,
e épaisseur minimale nécessaire,
P pression de calcul,
S contrainte admissible
Tableau 9 Détermination de l’épaisseur minimale du tube pour la sélection du matériau du tube
PARTIE III ETUDE SUR LA CONCEPTION ET RESULTATS
112
MEMOIRE DE FIN D’ETUDE
Sélection du métal :
Le tableau 9 ainsi que les figures 74 et 75 permettent de choisir, suivant l’un ou l’autre des codes en
fonction de la contrainte appliquée et de la température calculée à mi-épaisseur, soit l’épaisseur
minimale du tube pour un métal donné (après prise en compte des tolérances de fabrication de
celui-ci), soit la nature du métal à adopter pour une épaisseur prédéterminée.
Figure 74 Exemple de courbes de contraintes admissibles pour trois aciers différents pour tubes suivant le code américain
Figure 75 Exemples de courbes de contraintes admissibles suivant le code français pour différents types d’aciers pour tubes
La figure 71 représente le résultat d’application sur un échangeur SHT.
PARTIE III ETUDE SUR LA CONCEPTION ET RESULTATS
113
MEMOIRE DE FIN D’ETUDE
II.8.8. Protections contre la corrosion
La corrosion interne n’est pas à craindre dans les tubes du foyer, vu le traitement préalable de l’eau
d’alimentation.
La corrosion externe à haute température est à redouter pour tout combustible, solide ou liquide,
dont les cendres contiennent du soufre et du sodium. Cette corrosion (courbe de Kessler), pour une
teneur en S et Na déterminée, dépend à la fois de la température du métal et de la température des
fumées (figure 76) ; la meilleure précaution pour en limiter les effets est de se placer en dehors de la
zone active, pour tous les points de l’échangeur, ce qui est plus facilement obtenu avec un appareil
antiméthodique (circulation parallèle).
Figure 76 Courbe de kessler
La corrosion externe à basse température est à craindre pour un métal au-dessous du point de rosée,
c’est-à-dire pour les économiseurs basse température réalisés généralement en tubes manchonnés
PARTIE III ETUDE SUR LA CONCEPTION ET RESULTATS
114
MEMOIRE DE FIN D’ETUDE
de fonte et les réchauffeurs d’air que l’on protège par remontée de la température grâce au
préchauffage de l’air.
La meilleure précaution contre l’érosion est la limitation de la vitesse des fumées, en fonction de la
nature et de la teneur en cendres du combustible, la silice étant l’élément le plus redouté.
II.9. Circuits air/fumées
II.9.1. Nature des circuits
L’air atmosphérique, utilisé pour la combustion dans le foyer, a l’inconvénient de ne contenir que 20
% d’oxygène et d’obliger à véhiculer comme ballast dans le système quatre fois plus d’azote que
d’oxygène. La chaleur contenue dans les fumées produites par la combustion est partiellement
captée dans le foyer par les tubes des écrans et, en aval du foyer, dans des échangeurs (figure 77).
Figure 77 Schéma du circuit air/fumée
- Lorsque l’eau d’alimentation est à une température suffisamment basse (105 à 130°C, ce qui
est le cas des chaudières industrielles), l’échangeur situé le plus en aval peut être
PARTIE III ETUDE SUR LA CONCEPTION ET RESULTATS
115
MEMOIRE DE FIN D’ETUDE
l’économiseur et les fumées peuvent sortir entre 130 et 160°C avec un rendement
convenable.
- Dans le cas des centrales thermiques où l’eau d’alimentation est fournie à une température
relativement élevée (240 à 270°C), en raison de l’utilisation des soutirages dont le rôle est
d’améliorer le rendement du cycle de la turbine, il devient nécessaire de continuer à épuiser
la chaleur des fumées en se servant alors de l’autre source froide disponible que constitue
l’air atmosphérique. C’est la justification de l’insertion d’un réchauffeur d’air (RA).
L’air chaud sortant du réchauffeur d’air a aussi un effet bénéfique sur la qualité de la combustion,
effet dépendant toutefois de la nature du combustible. Il serait inutile de réchauffer l’air pour du gaz
naturel ou du fuel léger ; il est intéressant de le réchauffer pour un fuel lourd et indispensable de le
faire avec du charbon. En outre, l’air chaud participe au séchage du charbon associé au broyage
(combustion pulvérisée). Pour la combustion sur grille, la température de l’air doit être inférieure à
150-180°C pour éviter un échauffement excessif des barreaux.
L’objectif d’un bon rendement conduit à rechercher des basses températures de fumées à la
cheminée (130 à 160°C) et entraîne une extension de la surface des réchauffeurs d’air et une
augmentation de leur prix ; il y a lieu de définir le rendement choisi en fonction de critères
économiques.
Le préchauffeur d’air (PRA) est en général alimenté en vapeur de soutirage basse pression et la
température de l’air qui en sort est alors modulée pour que la somme (température de l’air à l’entrée
du réchauffeur d’air + température des fumées à la sortie du réchauffeur d’air) soit constante.
Les principaux éléments constitutifs des circuits d’air et de fumées sont les suivants (figure 77).
a) L’air réchauffé est envoyé au foyer soit en circuit unique (fuel et gaz) et réparti sur chaque
brûleur, soit en circuit divisé dans le cas du charbon pulvérisé, une partie de l’air servant à
transporter le combustible (air primaire). La configuration des circuits d’air et de fumées se
complique dès que l’on dédouble les réchauffeurs et les ventilateurs soit pour des raisons de taille,
soit pour assurer une certaine sécurité de marche, un demi-circuit permettant d’obtenir 60 % de
l’allure maximale continue.
b) L’air et les fumées sont généralement mis en mouvement par des ventilateurs. L’économie
de la puissance des auxiliaires voudrait que toute l’énergie soit obtenue uniquement par le
ventilateur de soufflage ; dans ce cas, l’ensemble des circuits d’air et de fumées est sous pression
depuis l’aval du ventilateur jusqu’à la cheminée ; cette solution s’est révélée d’une pratique difficile,
surtout pour le charbon en raison des dommages engendrés par la moindre fuite dans un casing,
pour la partie en aval du foyer (agrandissement de l’orifice par érosion, envoi de cendres à
PARTIE III ETUDE SUR LA CONCEPTION ET RESULTATS
116
MEMOIRE DE FIN D’ETUDE
l’extérieur, jets de gaz chauds, etc.), et aussi du fait de la complication apportée aux appareils
d’extraction des cendres.
C’est pourquoi on revient à une solution dite de foyer équilibré, tout le circuit de fumées étant alors
mis en dépression grâce à un ventilateur de tirage (le tirage naturel de la cheminée ne suffisant pas).
Le circuit de recyclage des fumées est courant sur les chaudières de forte puissance au fuel et au gaz,
plus rare sur les chaudières à charbon ; le recyclage contribue à la modulation de la température des
fumées (II.8.2.2) en vue du réglage de la resurchauffe.
II.9.2. Réchauffeurs d’air
On distingue trois grandes catégories : les échangeurs à surface, ceux de type génératif eux-mêmes
divisés en appareils à empilage fixe ou à gaines fixes.
II.9.2.1. Échangeurs à surface
Il n’y a pas de contact direct entre l’air et les fumées et toujours interposition d’une surface paroi
constituée de tubes en acier, fonte, verre, etc. ou de tôles. L’air y est toujours à une pression
supérieure à celle des fumées, mais sans que cette différence de pression n’entraîne de problèmes
pour la construction.
Par suite de la relative faiblesse à la fois des coefficients d’échange et des écarts de température, les
surfaces nécessaires sont très importantes. Les solutions classiques sont :
- les échangeurs tubulaires (figure 78) généralement divisés en secteur chaud et secteur froid;
- les échangeurs à plaque, généralement en fonte.
PARTIE III ETUDE SUR LA CONCEPTION ET RESULTATS
117
MEMOIRE DE FIN D’ETUDE
Figure 78 Exemple de réchauffeur d’air tubulaire
II.9.2.2. Échangeurs du type régénératif
Ces échangeurs sont caractérisés par le passage sur un empilage de tôles minces ou d’éléments en
céramique les fumées à refroidir et l’air à réchauffer en alternance régulière ; l’ensemble peut être
comparé à une éponge de chaleur avec une première phase de stockage de la chaleur des fumées
dans les tôles, suivie d’une restitution à l’air en deuxième phase.
On distingue deux types (figure 79) suivant que l’ensemble des tôles empilées est fixe ou mobile :
- le type à empilage fixe comporte de part et d’autre d’un stator des portions de gaines
tournantes, compartimentées, reliées aux circuits d’air et de fumées ;
- le type à gaines fixes a un rotor constitué d’empilage de tôles, tournant suivant un axe
vertical ou horizontal ; cette lourde masse tourne lentement (1 à 3 tr/min). Les appareils de
PARTIE III ETUDE SUR LA CONCEPTION ET RESULTATS
118
MEMOIRE DE FIN D’ETUDE
grande dimension sont de préférence à axe vertical, à cause du risque de déséquilibre et de
balourd.
Figure 79 Réchauffeurs d’air de type régénératif à empilage mobile ou fixe
II.9.3. Pertes de charge par rapport aux vitesses d’air et de fumées et marges sur débit et
pressions
Côté air, la principale perte de charge est celle introduite par le réchauffeur d’air, à laquelle s’ajoute
la dynamique aux brûleurs avec, en plus, sur le circuit d’air primaire dans le cas du charbon la perte
de charge du circuit de broyage.
Côté fumées, les pertes de charge vont en croissant de l’amont vers l’aval. À l’intérieur de la
chaudière, les vitesses de fumées sont importantes (25 m/s ou plus) pour le gaz ou le fuel mais
limitées en raison du risque d’érosion par les cendres dans le cas des combustibles solides.
Côté recyclage, les pertes de charge sont celles du circuit principal des échangeurs majorées de celles
des gaines d’aspiration/ refoulement et de la dynamique d’introduction dans le foyer.
PARTIE III ETUDE SUR LA CONCEPTION ET RESULTATS
119
MEMOIRE DE FIN D’ETUDE
Pour la détermination des ventilateurs, il faut tenir compte de marges à prendre sur le débit et les
pressions.
a) Sur le débit, en raison : du risque d’erreur dans l’évaluation de la teneur en oxygène du
combustible, de la répartition de l’air aux brûleurs, de l’excès d’air, de la fuite au réchauffeur
d’air, de la perte de rendement, et pour le débit-volume à passer dans les ventilateurs de
soufflage et de tirage, des températures plus élevées que celles prévues (ou contractuelles)
ou de la baisse de la pression atmosphérique, en particulier celle due à l’altitude du lieu
(environ 1,2 % par 100 m).
b) Sur les pressions, en raison de l’accroissement des pertes de charge par suite des marges sur
le débit, d’une provision pour l’augmentation de la vitesse de l’air et de la dynamique aux
brûleurs et de l’accroissement des encrassements et des obstructions côté fumées.
II.9.4. Ventilateurs :
Il est utile de rappeler :
- que les ventilateurs sur des fumées chargées en poussières doivent tourner plus lentement
et être munis d’aubages de conception particulière;
- qu’une augmentation de 10 % du débit entraîne une augmentation de perte de charge de 20
% et, par suite, une augmentation de puissance de 30 % ;
- qu’à cause des marges prises sur le débit et la pression, le ventilateur pour l’allure normale
fonctionne loin de son point de dimensionnement, donc dans une zone de mauvais
rendement ;
- que la modulation de débit est en général obtenue par un système d’aubages mobiles à
l’aspiration et rarement par variation de vitesse ;
- que le débit minimal d’un ventilateur muni d’aubages à l’aspiration est d’environ 25 % de son
débit maximal.
IV. Foyer et circulation
II.10. Détermination du foyer
II.10.1. Rôle du foyer
Le rôle essentiel du foyer est d’assurer la combustion dans des conditions correctes, c’est-à-dire :
— avec sécurité, ce qui implique la stabilité des flammes et une détection suffisamment précise des
extinctions pour éviter les risques d’explosion par réallumage ;
— avec un bon rendement, donc avec le minimum d’imbrûlés gazeux et solides, et l’excès d’air
minimal ;
PARTIE III ETUDE SUR LA CONCEPTION ET RESULTATS
120
MEMOIRE DE FIN D’ETUDE
— avec un minimum d’entretien, d’où la nécessité de réduire les parties réfractaires, toujours plus
fragiles et plus sensibles au collage des cendres que les parties métalliques ;
— avec parfois la possibilité d’utiliser soit séparément, soit ensemble, plusieurs combustibles.
Figure 80 Foyer et tube d’eau
À ce rôle principal, qui autrefois était réservé à des foyers couverts de réfractaires, puis
progressivement garnis de tubes d’eau plus ou moins espacés (figure 80), sont venues s’ajouter dans
les chaudières modernes d’autres fonctions :
— assurer une partie non négligeable de l’échange thermique de la chaudière et, de préférence, une
partie importante de la vaporisation ;
— par suite de la création d’une enceinte complètement refroidie par des tubes plus ou moins
ailetés, la possibilité de rendre cette enceinte étanche aux fumées et, de ce fait, d’avoir des foyers
capables de fonctionner en légère surpression côté fumées ; cela permet, en comprimant l’air depuis
l’état froid par un ventilateur de soufflage et sans faire appel à un ventilateur de tirage, d’assurer
l’introduction de l’air de combustion à travers le foyer et le passage des fumées à travers les
PARTIE III ETUDE SUR LA CONCEPTION ET RESULTATS
121
MEMOIRE DE FIN D’ETUDE
échangeurs de la chaudière. Il en résulte, pour une même perte de charge globale, une économie
d’énergie importante ;
— permettre, grâce à la conception de parois entièrement refroidies, désignées habituellement sous
le nom d’écrans, d’obtenir à la sortie du foyer une température suffisamment basse pour éviter les
collages de cendres sur les premiers échangeurs rencontrés ;
— assurer en outre une combustion dans des conditions telles que les oxydes d’azote (NOx ) ne
soient produits qu’en quantité limitée ; dans certains cas, on prévoit également de compléter les
réactions de combustion par une action chimique de capture des oxydes de soufre grâce à des
injections de calcaire ou de chaux ; parfois, comme dans les chauffes au fuel, le foyer est également
l’endroit où l’on effectue des injections de magnésie destinées à limiter la formation de sels de
vanadium, trop facilement fusibles.
II.10.2. Conception générale
II.10.2.1. Dimensions du foyer
La taille et les dimensions du foyer sont fortement liées au type de combustible (figure 81) et
imposées par des conditions qui sont presque toutes indépendantes des problèmes de transfert de
chaleur.
Figure 81 Dimensions du foyer en fonction du combustible
a) On se trouve dans l’obligation d’achever la combustion ou de la pousser à un degré suffisant
pour que la teneur en imbrûlés devienne tolérable ; l’obtention de ce résultat passe par le respect
PARTIE III ETUDE SUR LA CONCEPTION ET RESULTATS
122
MEMOIRE DE FIN D’ETUDE
d’un temps de séjour minimal des particules en combustion, temps de séjour lié également à la taille
de ces particules, c’est-à-dire soit aux granulométries obtenues par broyage pour le charbon, soit à la
finesse de pulvérisation dans le cas de combustible liquide.
b) Dans la zone des brûleurs, la section en plan du foyer, sa largeur et sa profondeur sont liées
au modèle de brûleur retenu pour permettre un développement correct de la flamme et éviter son
impact sur les parois voisines ou sur une paroi opposée. Dans le cas de combustible solide, le nombre
de brûleurs est également lié, en chauffe directe, au nombre de broyeurs.
c) La distance entre brûleurs, ou entre plans de brûleurs, dépend évidemment de leur
encombrement mais également des limites imposées par des problèmes de circulation de l’eau à
l’intérieur des tubes d’écrans ou par des problèmes de flux maximal local et de température
superficielle des dépôts qui, en général, conduisent à étaler cette zone.
d) Ces mêmes problèmes de développement de flamme imposent un respect de distance
minimale entre les brûleurs eux-mêmes et entre les brûleurs et l’obstacle le plus proche (naissance
d’une voûte ou d’un cendrier, parois latérales).
La valeur de la section horizontale du foyer dépend soit de la limitation du flux maximal local
admissible en fonction du mode de circulation choisi (II.11), soit de la limitation de la vitesse des gaz
à la sortie du foyer en vue d’éviter les érosions dans le cas des combustibles solides.
e) La fusibilité des cendres peut imposer une hauteur de foyer minimale nécessaire pour
assurer un refroidissement suffisant des fumées, de sorte que les matières en suspension passent au-
dessous de leur température de collage. Bien entendu, cette obligation n’existe que dans les
systèmes de combustion à cendres sèches.
f) Dans les foyers à cendres fondues, le volume et les dimensions du foyer sont, au contraire,
déterminés par des considérations de température à maintenir dans un volume défini, avec
l’obligation de rester au-dessus de la température de fusibilité pour les basses allures de la
chaudière.
g) La forme du foyer peut dépendre directement du combustible ; dans le cas de combustible à
faible teneur en matières volatiles, il faut un foyer en voûte qui permet, avec l’aide de réfractaires
fixés sur des parois tubées, de créer aux environs du brûleur une zone particulièrement chaude,
favorable à l’obtention de la température minimale d’inflammation.
h) Pour les combustibles solides, on associe directement au foyer un cendrier dont la pente par
rapport à la verticale doit être choisie de façon à éviter la rétention des cendres ou des mâchefers
qui y tombent (pente d’environ 60 degrés par rapport à l’horizontale).
PARTIE III ETUDE SUR LA CONCEPTION ET RESULTATS
123
MEMOIRE DE FIN D’ETUDE
i) La forme du foyer, pour des modes de combustion qui n’utilisent pas des brûleurs classiques,
doit être adaptée au procédé choisi : grille mécanique, grille avec projection de combustible, système
à poussoir, combustion sur sole, etc.
j) La forme du foyer doit être telle qu’elle permette d’assurer une répartition uniforme des gaz
à la sortie pour que les échangeurs qui s’y trouvent ne présentent pas des disparités d’absorption
excessives.
De ce fait, les principales dimensions du foyer sont liées aux caractéristiques suivantes :
— la teneur en matières volatiles du charbon, en relation directe avec son aptitude à brûler plus ou
moins vite ;
— les critères d’inflammabilité ;
— les valeurs des fusibilités, en rapport direct avec les risques et l’importance des encrassements ;
— les finesses, reliées au temps de combustion et, par prise en compte du temps de séjour, à la
teneur en imbrûlés résiduels ;
— le choix des puissances calorifiques admises dans la zone des brûleurs.
II.10.2.2. Construction des parois
Les écrans qui forment l’enveloppe refroidie du foyer sont conçus pour être étanches côté fumées et,
de ce fait, constitués de tubes reliés entre eux soit par un dépôt de soudure, soit par des ailettes
soudées.
Les diamètres des tubes sont de l’ordre de 25 à 50 mm pour les hautes pressions et peuvent
atteindre 100 mm en basse pression. L’épaisseur des tubes dépend aussi de la pression, mais doit
être supérieure à la valeur minimale requise pour le soudage, 4 ou 5 mm suivant les techniques.
Le pas des tubes est souvent imposé par le mode d’assemblage choisi et la taille des ailettes dont la
dimension maximale est limitée par la température atteinte au milieu de l’ailette.
En fonction du bilan général d’échange, il est souvent nécessaire, dans le domaine des pressions
supérieures à 150 bar, de prévoir des surfaces directement exposées au rayonnement où le fluide
chauffé n’est plus de l’eau en cours de vaporisation, mais de la vapeur ; c’est le cas des foyers en
spirale où la vaporisation est achevée avant d’arriver à la partie supérieure des écrans.
Dans les foyers à tubes verticaux, ces surfaces se présentent généralement sous forme d’un panneau
mural disposé verticalement en partie supérieure, sur la face avant et partiellement sur les faces
latérales ; l’échange par rayonnement se fait également sur des panneaux de tubes de surchauffeur,
PARTIE III ETUDE SUR LA CONCEPTION ET RESULTATS
124
MEMOIRE DE FIN D’ETUDE
disposés verticalement et suspendus à des intervalles importants (4 à 5 m) dans la cavité supérieure,
et plus rarement sur toute la hauteur du foyer.
II.10.3. Objet des calculs :
Les résultats attendus d’un calcul de foyer sont par ordre d’importance décroissante :
— la température des fumées à la sortie du foyer ; d’elle dépend non seulement le dimensionnement
des échangeurs mais aussi leur bon comportement
— la valeur du rayonnement transmis aux échangeurs directement exposés ;
— les transferts de chaleur sur les écrans, utiles pour les calculs de circulation, et indispensables pour
la détermination des échanges dans les parois (taux ou température de vapeur à la sortie des écrans)
dans le cas des chaudières à circulation forcée.
II.10.4. Calculs :
Le modèle de transfert de chaleur qui prédomine dans le foyer est le rayonnement.
Pour mémoire, le rayonnement suit la loi de Stefan-Boltzmann qui établit la proportionnalité entre la
chaleur transmise et la différence des puissances 4e des températures absolues de l’émetteur et du
récepteur, en faisant intervenir des facteurs d’émissivité et d’absorption.
À l’intérieur d’un volume déterminé, la quantité de chaleur Q échangée par seconde par
rayonnement s’exprime par :
𝑄 = 𝜀𝑔𝑟𝑆(𝑇𝑔4 − 𝑇𝑝
4) (𝑊) [50]
Avec : εg coefficient d’émissivité du gaz à la température Tg pour le trajet moyen L = 3,4 V/S, avec V
(m3) volume de la zone rayonnante et S (m2) surface enveloppe de cette zone,
r coefficient d’absorptivité de la paroi = r0 E avec r0 coefficient d’absorptivité du matériau
(corps gris, inférieur ou au plus égal à 1) et E pouvoir absorbant de la paroi,
Tg (K) température thermodynamique du gaz,
Tp (K) température thermodynamique de la paroi.
La détermination des valeurs à introduire dans la formule ci-dessus est explicitée dans les
paragraphes suivants, permettant ainsi d’obtenir la température du gaz Tg dans le volume considéré.
II.10.4.1. Détermination de la chaleur introduite
Les calculs généraux effectués antérieurement sur la généralité et bilan des chaudières ont permis de
définir le débit de combustible, le débit d’air nécessaire à la combustion et le débit de fumées
produites.
PARTIE III ETUDE SUR LA CONCEPTION ET RESULTATS
125
MEMOIRE DE FIN D’ETUDE
Le combustible peut être introduit :
— en chauffe directe avec la totalité de l’eau qu’il contient à l’état brut ;
— en chauffe indirecte sous forme sèche, l’eau enlevée au combustible étant envoyée à l’extérieur
par exhaure séparée ;
— ou parfois (chauffe semi-directe) sous forme séchée aux brûleurs, avec une exhaure séparée qui
amène la vapeur provenant du séchage vers un autre endroit du foyer.
En même temps que le combustible, on introduit de l’air à une température choisie soit pour faciliter
l’allumage, soit en vue d’une récupération maximale, grâce à un réchauffeur d’air, de la chaleur
contenue dans les circuits de fumées avant leur évacuation à la cheminée.
On ajoute à l’enthalpie de formation du combustible son enthalpie sensible par exemple (II.7.1.2.2),
dans le cas d’utilisation de gaz chauds issus d’un procédé chimique (gaz CO par exemple).
La totalisation de ces différentes quantités de chaleur permet de définir la chaleur totale introduite.
II.10.4.2. Bilan de répartition à l’intérieur du foyer
La chaleur introduite dans le foyer (figure 82) va, après combustion, se diviser en :
— chaleur transférée au fluide chauffé directement par les parois;
— chaleur évacuée par les fumées à la sortie du foyer ;
— chaleur évacuée par les cendres ou les mâchefers au cendrier ;
— chaleur perdue vers l’extérieur par les parois calorifugées du foyer (souvent négligeable 0,2 %).
PARTIE III ETUDE SUR LA CONCEPTION ET RESULTATS
126
MEMOIRE DE FIN D’ETUDE
Figure 82 Répartition des chaleurs à l’intérieur du foyer
II.10.4.3. Bilan d’échange
Les méthodes de détermination des températures en différents points du foyer et des chaleurs
reçues par les différentes surfaces des écrans sont aussi variées que le nombre de constructeurs de
chaudières ; cette variété dépend essentiellement de la façon dont on divise le foyer en zones de
transfert de chaleur.
La méthode la plus simple consiste à considérer l’ensemble du foyer comme une zone unique à
température uniforme, et de rechercher l’équilibre thermique correspondant à cette température ;
cette méthode est tout à fait admissible dans le cas de combustion de lignites humides, pour lesquels
la totalité du foyer constitue la zone de combustion proprement dite avec une température
relativement basse, ou pour le cas de combustion de gaz naturel, relativement peu rayonnant.
PARTIE III ETUDE SUR LA CONCEPTION ET RESULTATS
127
MEMOIRE DE FIN D’ETUDE
Un mode de calcul plus poussé consiste à diviser le foyer en plusieurs zones, et à définir pour
chacune d’elles une température, les échanges par rayonnement sur ses parois, les émissions de
rayonnement vers les zones voisines et l’absorption par ses propres parois du rayonnement en
provenance des zones voisines. La création d’une zone de flamme est indispensable si l’on veut juger
de l’effet de brûleurs de types différents.
Figure 83 Décomposition du foyer en zone
PARTIE III ETUDE SUR LA CONCEPTION ET RESULTATS
128
MEMOIRE DE FIN D’ETUDE
La figure 83 donne le bilan des quantités de chaleur moyennes mises en jeu dans une zone
élémentaire.
Dans les procédures de calcul les plus modernes, cette décomposition en zones peut être poussée
très loin, en définissant des structures analogues à celles utilisées dans les procédures de calcul aux
éléments finis, en décomposant la totalité du volume en un certain nombre de cubes juxtaposés et
en recherchant l’équilibre thermique de chacun de ces cubes par rapport aux voisins.
II.10.4.4. Transfert thermique
Que ce soit pour le calcul d’un foyer complet considéré comme une seule zone ou pour le calcul d’un
cube élémentaire intégré à l’intérieur du foyer, il est indispensable de définir ou de pouvoir calculer :
— la composition des produits de la combustion (teneur en CO2, en vapeur d’eau) ;
— les capacités thermiques massiques des produits de la combustion ;
— le coefficient d’émissivité du rayonnement de la particule en cours de combustion, ou l’émissivité
du volume gazeux correspondant;
— le coefficient d’absorptivité des parois du foyer, absorptivité variable suivant qu’elles restent
propres, avec l’apparence d’un métal, ou qu’elles sont recouvertes d’une couche plus ou moins fine
de dépôts cendreux ;
— la température des parois froides, réceptrices du rayonnement.
II.10.4.4.1. État des produits de la combustion
Cet état est défini à partir de l’excès d’air choisi et de l’analyse élémentaire du combustible ; les
bilans chimiques de combustion permettent de définir la teneur en CO2 et en vapeur d’eau des
fumées, ainsi que la quantité de matières solides qu’elles emportent (précédemment dans
Généralités et bilans d’une chaudière), ce qui permet de calculer, en fonction de la température, les
capacités thermiques massiques, l’enthalpie des produits de la combustion et l’émissivité de la masse
gazeuse.
II.10.4.4.2. Émissivité
L’émissivité dans la zone de combustion dépend du processus de combustion (figure 84).
PARTIE III ETUDE SUR LA CONCEPTION ET RESULTATS
129
MEMOIRE DE FIN D’ETUDE
Figure 84 Répartition des composants des produits de combustion intervenant dans le rayonnement
En effet :
— pour le fuel, l’existence du cracking est caractérisée par la présence, dans un premier temps
relativement bref, de particules de carbone portées à haute température et dotées de ce fait d’une
brillance de flamme importante : il y a une très forte émissivité mais dans une zone assez limitée ;
— pour les gaz naturels, si l’admission d’air est fortement turbulente, la combustion se produit sans
cracking : la flamme est alors particulièrement transparente, c’est-à-dire à faible émissivité ;
— pour le charbon, la combustion s’effectue à plus basse température que celle du fuel ou du gaz par
suite de la présence d’eau, d’éléments inertes sous forme solide et également d’un excès d’air plus
fort ; l’émissivité dépend de la teneur en matières volatiles et de la teneur en cendres ;
— pour le lignite, compte tenu de la masse importante d’éléments inertes, la combustion s’effectue
à une température encore plus basse, de sorte que la flamme n’est pratiquement plus apparente ; le
rayonnement global reste donc faible.
Lorsque la combustion est achevée, quel que soit le combustible, on se trouve en présence d’un
mélange gazeux qui se refroidit dans la partie haute du foyer.
PARTIE III ETUDE SUR LA CONCEPTION ET RESULTATS
130
MEMOIRE DE FIN D’ETUDE
L’absorption ou le rayonnement d’une masse gazeuse sont assimilables à ce qui se passe dans un
volume garni de poussières en suspension : plus la densité de poussières est élevée, plus il est
opaque aux rayons qui cherchent à le traverser. De même, plus ses dimensions sont importantes,
plus il y a de matière à rencontrer. C’est la raison pour laquelle interviennent les notions de trajet
moyen et de pression partielle.
Les gaz tels que le CO2 ou la vapeur d’eau, à la différence avec l’oxygène ou l’azote, rayonnent ou
absorbent du rayonnement. La quantité de matière rencontrée est proportionnelle à la pression
partielle du gaz. En outre, une des lois du rayonnement est que tout corps capable d’absorber le
rayonnement le réémet dans les mêmes longueurs d’ondes, de sorte qu’une masse gazeuse qui a
absorbé du rayonnement en provenance d’une certaine source le restitue vers des zones ou des
surfaces à plus basse température.
La détermination de l’émissivité globale ε d’une masse gazeuse constituée de différents composants
(CO2, vapeur d’eau et cendres), dont l’émissivité propre est 𝜀𝐶𝑂2 , 𝜀𝐻2𝑂 et 𝜀𝑐𝑒𝑛, se fait à partir de
l’énergie absorbée, ce qui donne comme relation :
1 − 𝜀 = (1 − 𝜀𝐶𝑂2)(1 − 𝜀𝐻2𝑂)(1 − 𝜀𝑐𝑒𝑛) [51]
𝜀𝐶𝑂2 , 𝜀𝐻2𝑂 étant fonction de la température, de la pression partielle et du trajet moyen.
Les valeurs de ces coefficients d’émissivité sont consultables dans les tableaux caractéristiques des
gaz en fonction de la température ; la documentation sur l’émissivité des flammes de charbon est
plus restreinte et fait souvent partie du domaine des connaissances spécifiques des constructeurs de
chaudières.
II.10.4.4.3. Absorption des parois :
La transmission de chaleur aux parois se fait principalement par rayonnement, la partie due à la
convection étant inférieure à 5 % dans les grands foyers.
PARTIE III ETUDE SUR LA CONCEPTION ET RESULTATS
131
MEMOIRE DE FIN D’ETUDE
Figure 85 Absorption des parois
La chaleur transmise par le rayonnement d’une flamme ou d’une masse gazeuse à un écran ou à une
rangée de tubes est proportionnelle à l’angle solide sous lequel est vue la surface plane qu’ils
présentent vis-à-vis de la direction de ce rayonnement et non pas à leur surface développée ; c’est la
raison pour laquelle on évalue les transferts à partir d’une surface projetée (figure 85a).
L’absorption dépend de l’état de la surface, éventuellement de la couche plus ou moins importante
de dépôts cendreux (combustion de charbon ou même de fuel) et de la nature des réfractaires qui
peuvent recouvrir certains secteurs.
Lorsqu’un écran comprend des tubes métalliques recouverts d’une couche soit de réfractaires, soit
de dépôts, le rayonnement absorbé par cette couche a pour effet :
PARTIE III ETUDE SUR LA CONCEPTION ET RESULTATS
132
MEMOIRE DE FIN D’ETUDE
— l’élévation de la température superficielle de la couche et la rediffusion d’une partie de l’énergie
reçue par rayonnement vers les autres surfaces du foyer (figure 85b);
— la transmission par conduction aux surfaces métalliques sous-jacentes.
Il serait très compliqué de vouloir déterminer pour chaque portion de paroi du foyer une
température d’équilibre tenant compte de ces effets, ce qui nécessiterait d’évaluer l’épaisseur et la
conductivité des dépôts. La simplification que l’on apporte à leur prise en compte consiste à affecter
ces portions d’un coefficient de réduction d’absorption (E1, E2,..., E5, figure 86). On affecte ainsi à
chaque surface un coefficient pour définir une surface propre équivalente, et le calcul de l’échange
global dans une zone déterminée se fait à partir de cette surface équivalente, surface qui sera prise
dans les calculs comme étant à la température de paroi Tp.
Figure 86 Attribution des coefficients d’absorption aux différentes portions de paroi
Dans le cas où les tubes sont placés en avant d’une surface réfractaire, ce coefficient est modifié en
appliquant la méthode de Hottel.
Mais, même avec ces simplifications, le calcul des chaleurs rayonnées d’une surface sur une autre, de
celles absorbées par les gaz traversés (et ensuite rediffusées uniformément) n’est pas évident : ce
PARTIE III ETUDE SUR LA CONCEPTION ET RESULTATS
133
MEMOIRE DE FIN D’ETUDE
n’est qu’après avoir fait d’autres approximations sur le rayonnement mutuel des surfaces que l’on
arrive à exprimer le coefficient global d’échange (par rayonnement) propre à une zone, à partir :
— du coefficient de Stefan-Boltzmann corrigé ;
— du coefficient de rayonnement des gaz (fonction de leur teneur en CO2, vapeur d’eau, cendres, et
fonction également du trajet moyen) ;
— des coefficients de refroidissement propres à chaque surface ;
— des encrassements estimés.
Ce coefficient global permet de calculer la température moyenne Tg de chaque zone, ses échanges
avec les parois ou avec les zones voisines, et de trouver son équilibre thermique.
II.10.5. Échanges dans le foyer : flux thermiques sur les parois
Les calculs ci-avant permettent de déterminer la température des fumées à la sortie du foyer, le
rayonnement sur les parois et vers la sortie, et ainsi d’établir la carte du flux thermique sur les
écrans, utile pour l’étude de la circulation (II.11), et la valeur de la chaleur rayonnée vers les
échangeurs (surchauffeurs, resurchauffeurs) indispensable pour la détermination de leur surface et
du choix de leur métal.
Les résultats sont les suivants :
— pour le profil vertical représentant la valeur des flux à différents niveaux, le maximum de flux se
trouve en général au niveau du plan supérieur des brûleurs (figure 87) ;
— dans un plan horizontal, le flux est de 30 % inférieur au flux moyen au voisinage des angles ; il est
de 15 à 20 % supérieur au flux moyen dans la zone centrale, maximal au centre sauf pour la
combustion tangentielle de charbon où le flux maximal est légèrement décalé par suite de la rotation
imposée à la flamme.
Figure 87 Profil vertical de chaleur absorbée
PARTIE III ETUDE SUR LA CONCEPTION ET RESULTATS
134
MEMOIRE DE FIN D’ETUDE
II.11. Circulation du fluide chauffé
II.11.1. Rôle de la circulation
La circulation a deux objectifs principaux :
— assurer le refroidissement correct des tubes situés dans les zones les plus chaudes ou exposés au
rayonnement direct du feu, et qui reçoivent en cet endroit le flux maximal de chaleur ;
— assurer la génération de la vapeur saturée, c’est-à-dire le passage du fluide chauffé de l’état eau à
l’état émulsion et vapeur (à l’exclusion des chaudières à pression supercritique pour lesquelles le
fluide véhiculé est simplement chauffé).
Les trois types de circulation : circulation naturelle, assistée par pompe et forcée font appel aux
mêmes phénomènes physiques étudiés ci-après mais se différencient en raison des domaines
d’application (II.11.2).
II.11.1.1. Formation de la vapeur
La formation de la vapeur dans les chaudières s’effectue suivant deux processus très différents, selon
que la pression est inférieure ou supérieure à la pression critique de l’eau, soit 221 bar. En effet, aux
pressions sous-critiques, la formation de vapeur est un phénomène discontinu se produisant à
température et pression constantes tant que les deux phases eau et vapeur sont présentes
ensemble.
Aux pressions supercritiques, il y a passage continu de l’état liquide à l’état de vapeur et le fluide
supercritique peut être assimilé indifféremment à de l’eau très chaude ou à de la vapeur très dense.
Ainsi, du fait de l’existence d’une phase unique, le cas de la circulation de fluide supercritique est
traité (II.11.2.4) après la circulation forcée.
La formation de la vapeur à l’intérieur d’un tube chauffé est un phénomène complexe : lorsque, au
contact de la paroi interne du tube chauffé par l’extérieur, l’eau atteint la température de saturation
(fonction de la pression), il y a progressivement formation locale de bulles (zone de nucléation) qui
grossissent et se détachent périodiquement.
D’où trois conséquences (figure 88) :
— les bulles, une fois détachées, se déplacent avec l’eau en circulation ;
— le contact eau/paroi est localement interrompu ;
— le volume de la vapeur ainsi créé et par suite le titre en vapeur x de l’émulsion augmentent
progressivement le long du parcours chauffé.
PARTIE III ETUDE SUR LA CONCEPTION ET RESULTATS
135
MEMOIRE DE FIN D’ETUDE
Figure 88 Ecoulement eau-vapeur dans un tube vertical
Vis-à-vis de la circulation, la pression a deux effets différents :
— lorsque la pression croît, la température de saturation monte, la quantité de chaleur utilisée pour
l’échauffement de l’eau augmente, et celle nécessaire pour la vaporisation diminue. Il en résulte que,
pour les pressions élevées (à partir de 100 bars environ), la surface des parois de la chambre de
combustion est suffisante pour que tous les tubes vaporisateurs y soient disposés, sans qu’il soit
nécessaire d’assurer une partie de la vaporisation dans un faisceau tubulaire complémentaire
parcouru par les fumées, comme cela est le cas pour les pressions plus basses ;
— aux basses pressions, le volume massique de la vapeur est énorme par rapport à celui de l’eau :
140 fois à 12 bar,
30 fois à 50 bar,
13 fois à 100 bar,
et encore 6 fois à 150 bar.
Le cheminement de l’émulsion à l’intérieur d’un tube dépend de la pente et du titre en vapeur avec
une succession de zones bien différenciées.
PARTIE III ETUDE SUR LA CONCEPTION ET RESULTATS
136
MEMOIRE DE FIN D’ETUDE
Les bulles de vapeur, initialement générées le long des parois, envahissent progressivement tout le
tube, en provoquant le fractionnement de l’eau qui, pour des titres volumiques élevés en vapeur, se
retrouve sous forme de gouttes entraînées dans le flux de vapeur.
La forme de cet écoulement diphasique dépend du titre, du débit massique et des valeurs
respectives, à la saturation, de la viscosité dynamique, de la masse volumique et de la tension
superficielle de l’eau et de la vapeur.
Il se produit, en outre, dans le cas d’un tube vertical, un glissement relatif de l’eau dans la vapeur
(figure 88) : on peut admettre que, dans la zone de départ où les bulles de vapeur sont petites et peu
nombreuses, celles-ci circulent à la même vitesse que l’eau ; de même, dans la zone supérieure, les
gouttes d’eau sont directement entraînées par le flux de vapeur. Par contre, en zone intermédiaire,
la vapeur monte plus vite que l’eau, et le titre réel local de la vapeur est plus faible que le titre
moyen calculé en supposant une vitesse massique constante.
Cela complique le calcul des pertes de charge de ces écoulements diphasiques.
II.11.1.2. Transmission de chaleur : température de paroi
Au cours de l’évolution du fluide chauffé à l’intérieur d’un tube, on peut distinguer quatre zones
(figures 88 et 89).
Figure 89 Régimes de vaporisation en fonction du flux calorifique
Dans la zone I, l’eau s’échauffe ; le coefficient d’échange avec la paroi dépend de la vitesse
de l’eau dans le tube.
PARTIE III ETUDE SUR LA CONCEPTION ET RESULTATS
137
MEMOIRE DE FIN D’ETUDE
Dans la zone II, l’eau est arrivée à la température de saturation, l’excédent de chaleur
transmis provoque la vaporisation, avec apparition de bulles de vapeur sur la paroi interne et
détachement périodique de celles-ci. Ce régime de formation de vapeur est généralement désigné
par le terme ébullition nucléée.
Par suite de l’agitation locale, le coefficient d’échange est supérieur à ce qu’il était dans la zone
précédente, le métal du tube est très correctement refroidi, et l’objectif de l’étude de la circulation
dans les chaudières à pression sous-critique est de se trouver partout dans les conditions d’ébullition
nucléée.
Mais, pour une certaine valeur du flux calorifique, dite flux critique, la densité des bulles de vapeur
devient telle que celles-ci interfèrent et qu’un film de vapeur instable se forme sur la paroi du tube,
entraînant la diminution du coefficient d’échange et l’augmentation de l’écart de température entre
le fluide et le métal.
On entre dans la zone III avec un film non continu, la température de la paroi interne du tube
oscillant ainsi entre deux valeurs extrêmes. Le passage du régime d’ébullition nucléée à ce régime
d’ébullition par film instable est couramment désigné, dans les textes anglais, par l’abréviation DNB
(departure from nucleate boiling).
Le flux critique est fonction des paramètres suivants :
— le débit massique dans le tube : l’augmentation du débit facilite l’élimination de la couche de
vapeur et évite l’instabilité ;
— le titre de vapeur (plus il est élevé, plus il y a de risque) ;
— la pression (par son influence sur le volume massique, la tension superficielle, l’enthalpie de
vaporisation) ;
— l’inclinaison du tube : en effet, suivant son orientation, l’effet de poussée ascensionnelle
s’exerçant sur les bulles facilitera leur arrachement de la paroi ou s’y opposera.
Si l’on continue à augmenter le flux calorifique, la quantité de vapeur formée devient telle
que le film de vapeur ne peut plus être balayé par l’eau et devient stable (zone IV : ébullition par
film). La température de la paroi interne se stabilise également et continue ensuite à augmenter
régulièrement en fonction du flux calorifique.
Il est primordial de pouvoir déterminer à coup sûr le régime de vaporisation en tout point des
circuits. En effet, l’augmentation de la température du métal d’un tube, lorsque l’on passe de
l’ébullition nucléée à l’ébullition par film instable, est telle qu’elle peut entraîner une détérioration
très rapide si le métal n’a pas été prévu pour ces conditions de fonctionnement.
PARTIE III ETUDE SUR LA CONCEPTION ET RESULTATS
138
MEMOIRE DE FIN D’ETUDE
Le moyen d’éviter le DNB consiste principalement à obtenir des débits massiques élevés et des titres
en vapeur modérés, ce qui revient à rechercher des taux de circulation importants.
Pour obtenir des valeurs de titre plus élevées pour un même flux calorifique sur le tube ou pour
augmenter la valeur du flux critique, une autre possibilité consiste à utiliser des tubes rainurés
intérieurement ; l’existence de rainures, d’une profondeur de 1,3 mm environ enroulées en hélice,
en fractionnant le film qui aurait tendance à se former dans un tube lisse pour les mêmes conditions
de débit, de titre et de flux, permet de conserver un bon coefficient d’échange interne.
Le diagramme de la figure 90 donne la relation titre limite/flux dans un tube lisse et dans un tube
rainuré pour une pression de 196 bar et un débit massique de 1 000 kg/(m2.s).
Figure 90 Titre de vapeur critique en fonction de la densité du flux thermique imposé à un tube vertical lisse et muni de quatre sillons
PARTIE III ETUDE SUR LA CONCEPTION ET RESULTATS
139
MEMOIRE DE FIN D’ETUDE
Par contre, lorsque l’on arrive aux conditions critiques pour le tube rainuré, le passage d’un régime à
l’autre se fait brutalement, ce qui se traduit par des courbes limites, verticales en ce qui concerne les
titres, horizontales en ce qui concerne les vitesses massiques.
Ce phénomène de zone de transition, qui apparaît sous certaines conditions au cours de l’ébullition,
oblige le chaudiériste à choisir entre deux options :
— soit une conception telle que l’on se place au-dessous des conditions critiques, ce qui est
obligatoire en circulation naturelle ou assistée par pompe ; en ce cas, le coefficient d’échange interne
αi est élevé, l’écart de température entre fluide à la saturation et métal est suffisamment faible pour
permettre l’utilisation d’un acier normal (tubes lisses ou tubes rainurés) ;
— soit une conception avec une possibilité de vaporisation complète suivie d’une zone de
surchauffe. Les frontières entre les zones (échauffement, vaporisation et surchauffe) d’un circuit
unique se déplacent en fonction de l’allure de marche pour s’adapter à la puissance demandée.
L’émulsion passe nécessairement du régime de l’ébullition nucléée, à celui de l’ébullition en film, qui
peut intervenir, selon le flux calorifique et la pression, dès que le taux de vapeur dépasse la valeur
critique ; il faut alors contrôler que la vitesse de l’émulsion est suffisante pour assurer le
refroidissement du tube et déterminer de façon correcte le coefficient d’échange interne αi pour les
différentes conditions de marche, de façon à définir la température du métal ; cette détermination
n’est simple ni dans les zones critiques ni pour des pressions élevées, supérieures à 180 bar.
Dans une paroi tubulaire soumise extérieurement à un flux calorifique 𝜙 et parcourue
intérieurement par de l’eau à la température de saturation Ts, la température de la paroi interne du
tube est donnée par la formule :
𝑇𝑆 = 𝑇𝑓 +𝜙
𝛼𝑖 [52]
Les valeurs du coefficient d’échange paroi/fluide αi (en W · m–2 · K–1) ont fait l’objet de nombreuses
recherches, en particulier par Jenkin et Lottes d’une part, et Miropolsky d’autre part pour le régime
diphasique.
En régime monophasique, eau ou vapeur et pour les tubes lisses, Colburn a proposé la formule :
Nu = 0,023 Re0,8 Pr1/3 [53]
avec Re nombre de Reynolds,
Pr nombre de Prandtl,
Nu nombre de Nusselt ;
PARTIE III ETUDE SUR LA CONCEPTION ET RESULTATS
140
MEMOIRE DE FIN D’ETUDE
en rappelant que : 𝑅𝑒 =𝑉𝑑
𝑣 , 𝑃𝑟 =
µ𝑐𝑝
𝜆 𝑒𝑡 𝑁𝑢 =
𝛼𝑖𝑑
𝜆
avec cp capacité thermique massique à pression constante,
d diamètre intérieur du tube,
V vitesse du fluide,
λ conductivité thermique du matériau,
μ viscosité dynamique,
ν viscosité cinématique (ν = μ /ρ).
Les valeurs de λ, μ, cp et ν se trouvent dans les tables concernant la vapeur (Annexe 7)
On constate que le coefficient d’échange αi en écoulement monophasique est fonction de la vitesse à
la puissance 0,8.
La température du métal, à demi-épaisseur et sur sa face externe chauffée, se calcule à partir de
celle de la paroi interne, de la conduction du métal et de l’épaisseur traversée, ceci en supposant les
parois internes propres.
II.11.1.3. Effets sur la conception et la construction
Il résulte des observations précédentes plusieurs conséquences.
Nécessité d’une vitesse de circulation suffisante pour avoir un coefficient d’échange correct
et également pour se tenir assez loin du titre critique qui, lui aussi, dépend de la vitesse (action sur le
détachement des bulles) ; cette vitesse de circulation, dont la valeur minimale admissible est
déterminée par le débit massique, est de l’ordre de 0,6 m/s en circulation naturelle, mais peut
atteindre 3 ou 4 m/s en circulation forcée.
Distribution de l’eau dans les tubes et collecte de l’émulsion à la sortie étudiées pour éviter
les inégalités de répartition dues aux pertes de charge en amont et en aval. Les tubes d’un écran
débouchent en général dans un même collecteur, dont l’émulsion est transportée au réservoir par
une série de tubes de dégagement, et cet ensemble a une certaine perte de charge ; les tubes les
moins bien chauffés de cet écran ont leur circulation ralentie par la perte de charge créée en aval et
leur circulation se trouve partiellement étouffée par celle des voisins. Pour y remédier, on cloisonne
le collecteur de façon à affecter plus de dégagements aux tubes moins bien chauffés (figure 91) ;
dans certains cas extrêmes, on fait déboucher ces tubes directement dans le réservoir.
PARTIE III ETUDE SUR LA CONCEPTION ET RESULTATS
141
MEMOIRE DE FIN D’ETUDE
Figure 91 Cloisonnement du collecteur supérieur
Des tubes peuvent être mal alimentés par suite d’une perte de charge créée dans les circuits
d’alimentation par la demande d’eau des tubes à fort taux de circulation : des tubes du même
groupe mal chauffés risquent de présenter un niveau stable à leur partie supérieure. Le remède
consiste à créer des alimentations séparées pour ces tubes.
Risques de stratification dans les parcours horizontaux ou peu inclinés (figure 92). La
stratification est le régime d’écoulement qui pourrait conduire, dans un tube horizontal ou peu
incliné sur l’horizontale, à une séparation entre la vapeur (en partie haute) et l’eau (en partie basse)
(figure 92a). On l’évite en maintenant une vitesse suffisante d’écoulement pour rester dans le
domaine où le brassage est tel que l’on puisse assimiler l’émulsion à un fluide homogène (figure
92b).
PARTIE III ETUDE SUR LA CONCEPTION ET RESULTATS
142
MEMOIRE DE FIN D’ETUDE
Figure 92 Ecoulement avec et sans stratification pour une vaporisation dans un tube horizontal
Précaution en cas de répartition d’une émulsion : dans le cas où un tube vaporisant doit se
diviser en aval, par exemple par une bifurcation en deux tubes, on ne peut pas préjuger de la
répartition eau/vapeur dans les tubes d’aval. Une telle bifurcation n’est envisagée que dans les
secteurs à bas flux thermique ou à fort débit massique, de sorte que, même si toute la vapeur passe
dans un seul tube, on reste au-dessous des conditions critiques (vis-à-vis du flux).
Précautions pour la réalisation de circuits chauffés à courant descendant (figure 93).
Figure 93 Coupe d’une chaudière (70t/h, 63 bar) à circuit chauffé descendant
PARTIE III ETUDE SUR LA CONCEPTION ET RESULTATS
143
MEMOIRE DE FIN D’ETUDE
La vaporisation crée normalement une circulation ascendante dans un tube vertical. Toutefois, on
peut admettre d’avoir un circuit (ensemble de tubes) chauffé dans lequel l’eau descend en
respectant les conditions suivantes :
— la circulation générale doit être bonne, le taux de circulation élevé pour pouvoir disposer d’une
perte de charge ou d’une vitesse confortable dans les tubes descendants ; par suite, cette solution ne
peut s’appliquer que dans des chaudières relativement à basse pression, en principe inférieure à 100
bar ;
— le circuit chauffé descendant n’échange que peu de chaleur, uniquement une fraction de celle
nécessaire pour porter à ébullition l’eau sortant de l’économiseur ;
— le circuit chauffé descendant n’est pas exposé à des flux de chaleur localement élevés ;
— si ce circuit est composé de nombreux tubes en parallèle et que, par hasard, la vaporisation a
commencé dans un tube, la circulation s’y inverse ; il faut donc prévoir des tracés de sorte que la
vapeur puisse remonter jusqu’au réservoir pour s’y dégager.
C’est en fonction de toutes ces considérations que sont choisis les différents modes de circulation et
que sont déterminées les configurations des systèmes évaporatoires.
II.11.2. Modes de circulation
II.11.2.1. Circulation naturelle
II.11.2.1.1. Principe de fonctionnement
La circulation de l’émulsion est dite naturelle, en ce qu’elle s’établit d’elle-même dans les circuits de
la chaudière, par le jeu des différences de masse volumique des colonnes de fluide en présence ; le
débit en circulation est de quarante à dix fois plus important que le débit de vapeur nominal de la
chaudière, pour des pressions de fonctionnement allant par exemple de 20 à 120 bar.
L’eau provenant d’un réservoir placé à la partie supérieure descend dans des tubes non chauffés et
remonte dans des tubes vaporisants chauffés (figure 94). L’émulsion d’eau et de vapeur qui se forme
dans ces tubes retourne au réservoir où la vapeur est séparée, l’eau étant renvoyée aux tubes
chauffés, additionnée d’une quantité d’eau d’appoint égale à la quantité de vapeur produite. La
circulation est assurée par la différence de poids entre deux colonnes de fluide, l’une contenant de
l’eau, l’autre un mélange d’eau et de vapeur. Il résulte de ce principe que, toutes choses égales par
ailleurs, la circulation est d’autant plus intense que la différence de masse volumique entre l’eau et la
vapeur est plus grande. L’effet de circulation naturelle diminue donc progressivement lorsque l’on se
rapproche de la pression critique de 221 bars.
PARTIE III ETUDE SUR LA CONCEPTION ET RESULTATS
144
MEMOIRE DE FIN D’ETUDE
Figure 94 Schéma de principe d’une chaudière à circulation naturelle : exemple de disposition des surfaces d’échange
Pratiquement, son domaine d’application se situe au-dessous de 190 bars, pression à laquelle elle
reste satisfaisante et sûre. D’ailleurs, à ce niveau de pression, l’emploi du tube rainuré permet
d’augmenter encore, dans la zone à haut flux de la chambre de combustion, la marge de sécurité vis-
à-vis du DNB.
Le taux moyen de vapeur de l’émulsion correspond toujours au régime d’ébullition nucléée, qui
garantit un bon refroidissement des tubes vaporisants avec des coefficients d’échange internes de
l’ordre de 20 à 40 kW/(m2.K). Lorsque la puissance diminue, le taux moyen de vapeur varie
PARTIE III ETUDE SUR LA CONCEPTION ET RESULTATS
145
MEMOIRE DE FIN D’ETUDE
relativement peu et par suite le débit en circulation décroît beaucoup moins vite que le débit de
vapeur de la chaudière. Cela explique la simplicité et la souplesse de fonctionnement des chaudières
à circulation naturelle.
La séparation eau-vapeur requiert la matérialisation d’un plan d’eau qui, localisé dans un réservoir à
la partie supérieure de la chaudière, permet le dégagement de vapeur et traduit l’équilibre physique
entre les deux phases, à la pression de vapeur saturante fixée par la température atteinte par
l’émulsion.
II.11.2.1.2. Caractères propres de la circulation naturelle
La circulation est d’autant meilleure que :
— la pression est plus basse ;
— la hauteur motrice est plus grande à condition que les pertes de charge ne deviennent pas trop
importantes en raison de l’allongement des circuits ;
— les sections de passage sont plus grandes, d’où l’intérêt des tubes d’écrans de gros diamètre
(jusqu’à 100 mm) lorsque la pression est faible (inférieure à 100 bars environ) tout en conservant
l’épaisseur technologique (minimum d’épaisseur 4 à 5 mm usuellement, imposé par les problèmes de
soudage d’ailettes ou par les déformations de tubes) ;
— la zone de chauffe est située en partie basse des écrans ;
— le sous-refroidissement est plus élevé puisqu’il accroît le poids de la colonne froide ; pour la même
raison, les tubes de descente sont en général extérieurs à la chaudière et non chauffés ; s’ils sont
intérieurs à la chaudière, on les place dans une zone à faible échange thermique (II.11.1.3).
II.11.2.2. Circulation assistée par pompe
II.11.2.2.1. Principe de fonctionnement
Pour surmonter les difficultés que l’on trouve en circulation naturelle lorsque la pression d’utilisation
devient plus importante, ou lorsque le choix d’un modèle de construction d’échangeur impose des
parcours horizontaux ou même descendants, il est apparu rationnel d’assurer la circulation grâce à
une pompe (centrifuge, en général).
PARTIE III ETUDE SUR LA CONCEPTION ET RESULTATS
146
MEMOIRE DE FIN D’ETUDE
Figure 95 Schéma de principe d’une chaudière à circulation assistée LA MONT (circuit fermé)
Avantages :
Par la présence d’une pompe assurant la maîtrise du débit et de la force motrice, il devient possible :
— d’utiliser la pression disponible pour ajuster au moyen d’un diaphragme le débit de chaque circuit
(écrans ou faisceaux vaporisateurs) en fonction de la chaleur qu’il reçoit, c’est-à-dire de maîtriser le
titre en vapeur à leur sortie ; ainsi de corriger des erreurs dues à une mauvaise estimation de la
quantité de chaleur absorbée;
— de réduire le diamètre des tubes, le problème de l’augmentation des pertes de charge ne se
posant plus avec la même acuité qu’en circulation naturelle ;
— de raccourcir les temps de démarrage puisque la circulation est assurée à l’intérieur des tubes dès
l’allumage ;
— d’accroître les vitesses de refroidissement, lorsque par exemple il est nécessaire d’intervenir
rapidement à l’intérieur de la chaudière ;
— de concevoir des parois avec des circuits horizontaux, ou de constituer des échangeurs avec des
parcours alternativement montants et descendants (II.11.1.3).
Inconvénients :
— Le prix : les pompes, pour des pressions supérieures à 80 bars, par suite de leur construction très
spéciale, sont d’un prix très élevé y compris les clapets, robinetteries et diaphragmes.
PARTIE III ETUDE SUR LA CONCEPTION ET RESULTATS
147
MEMOIRE DE FIN D’ETUDE
— La consommation : la puissance consommée par les pompes, de l’ordre de 0,5 à 0,8 % de la
puissance électrique de l’alternateur associé, constitue un élément défavorable.
— Les problèmes d’utilisation : il y a en outre une certaine fragilité. Comme toute machine
tournante, les pompes présentent des risques d’ordre mécanique, dus aux dilatations différentielles
et surchauffes.
II.11.2.2.2. Pompes de circulation
Pour les chaudières de centrales thermiques, les pompes de circulation sont au nombre de 3 ou 4,
généralement dimensionnées de façon que la pleine charge de la chaudière puisse être assurée
lorsqu’une pompe est à l’arrêt (figure 96). Chacune des pompes peut être isolée par une vanne
motorisée à l’aspiration et un clapet de non-retour blocable au refoulement, afin d’empêcher
l’établissement d’un circuit inverse à travers une pompe à l’arrêt. La différence de pression entre
aspiration et refoulement des pompes est mesurée par des manomètres différentiels, qui entraînent
le fonctionnement d’une alarme, ou même la coupure des feux dans les cas où cette pression
différentielle deviendrait inférieure à celle correspondant au débit de circulation nécessaire.
Figure 96 Circulation asssistée pour les chaudières thermiques
PARTIE III ETUDE SUR LA CONCEPTION ET RESULTATS
148
MEMOIRE DE FIN D’ETUDE
Figure 97 Pompe de circulation pour chaudière à circulation assistée
La figure 97 présente un exemple des pompes de circulation réalisées pour les chaudières de 600
MW. L’inducteur du moteur est isolé du circuit d’eau par une chemise d’entrefer frettée résistant à la
PARTIE III ETUDE SUR LA CONCEPTION ET RESULTATS
149
MEMOIRE DE FIN D’ETUDE
pression (dans d’autres conceptions, l’inducteur est en contact avec l’eau). La partie rotorique baigne
dans l’eau à haute pression. L’eau de la cavité rotorique est en effet en équilibre de pression avec
l’eau de la chaudière, mais elle circule en circuit fermé, sous l’action d’une pompe auxiliaire montée
en bout d’arbre moteur, ce qui permet, grâce à un réfrigérant auxiliaire, de la maintenir à une
température compatible avec la tenue des isolants. Cette eau assure à la fois le refroidissement du
moteur et la lubrification des paliers.
II.11.2.2.3. Extension de la circulation assistée par pompe : tubes rainurés
L’objectif est de diminuer le débit d’eau en circulation et, par conséquent, les pertes de charge et la
puissance consommée, grâce à l’emploi de tubes rainurés dans les écrans ou dans les zones soumises
au flux de chaleur le plus élevé.
Le taux de circulation descend à 2,2 ou 2,5 environ. L’économie d’énergie justifie l’augmentation de
prix due à l’achat de tubes rainurés au lieu de tubes lisses.
II.11.2.3. Circulation forcée
II.11.2.3.1. Principe de fonctionnement
Sous sa forme la plus simple, la circulation de l’eau dans une chaudière à circulation forcée est
assurée par les pompes alimentaires dont la hauteur de refoulement est déterminée en tenant
compte de la perte de charge totale des circuits évaporateurs et surchauffeurs.
Figure 98 Schéma de principe d’une chaudière à circulation forcée pure
Ce principe permet une grande liberté dans la conception des circuits, puisque la circulation est
toujours assurée quel que soit le tracé des tubes évaporateurs, qui peuvent comporter des parties
horizontales ou même descendantes. La plus grande vitesse du fluide dans les tubes améliore le
PARTIE III ETUDE SUR LA CONCEPTION ET RESULTATS
150
MEMOIRE DE FIN D’ETUDE
coefficient de transmission interne entre tube et fluide, ce qui limite la température atteinte par le
métal, même dans les zones où l’ébullition se produit par film.
Les chaudières à circulation forcée peuvent, en principe, être utilisées pour toutes les pressions sous-
critiques ou supercritiques.
L’utilisation aux pressions supercritiques sera examinée plus spécialement au paragraphe Chaudières
supercritiques (II.11.2.4).
Principe de réalisation :
Le développement des chaudières à circulation forcée s’est effectué autour de deux conceptions à
l’origine assez différenciées : les chaudières Benson et les chaudières Sulzer.
Dans les chaudières Benson, la vaporisation se faisait à l’origine (1927) à une pression supérieure au
point critique et la vapeur était ensuite détendue jusqu’à sa pression d’utilisation, avant d’être
surchauffée. En tout point du circuit, le fluide se trouvait donc sous une seule phase, mais
l’application de ce principe présentait cependant certains inconvénients : circuit vaporisateur conçu
pour une pression très élevée, augmentation de puissance des pompes alimentaires, difficulté de
réalisation de la détente.
Les chaudières Sulzer comportaient à l’origine (1932) plusieurs tubes en parallèle entre lesquels le
débit d’eau était réparti avant tout début de vaporisation, dans lesquels s’effectuaient la
vaporisation de l’eau puis la surchauffe de la vapeur. Cette conception d’origine a ensuite évolué
grâce à l’introduction d’un séparateur d’eau et de vapeur, qui fixe un point du circuit au-delà duquel
il n’existe plus que de la vapeur, quelles que soient les conditions de fonctionnement.
II.11.2.3.2. Domaine d’application
Le domaine d’application de la circulation forcée se situe au-dessus de 150 bars. Au-delà de 190 bars,
la circulation forcée est sans rivale et ne rencontre d’autre obstacle que la technologie des matériels.
Elle est particulièrement bien adaptée aux chaudières de centrales thermiques de grande puissance
dont le rôle est maintenant de suivre les variations de la demande, en permettant aux centrales
nucléaires de fonctionner le plus possible en régime de base.
II.11.2.4. Chaudières supercritiques
L’augmentation de rendement des cycles thermiques avec l’accroissement de la pression de vapeur a
naturellement conduit à réaliser des installations à pression supercritique. De très hautes pressions
ont été envisagées telle que la centrale d’Eddystone aux États-Unis où a été réalisée une chaudière
de 970 t/h à 365 bars avec surchauffe et double resurchauffe à 650°C.
PARTIE III ETUDE SUR LA CONCEPTION ET RESULTATS
151
MEMOIRE DE FIN D’ETUDE
Au niveau conception, elles se rattachent soit au type circulation assistée, soit au type circulation
forcée, suivant que les écrans sont verticaux ou en spirale.
Circulation assistée :
Les écrans verticaux nécessitent une recirculation par pompe auxiliaire dès que la puissance est
inférieure à environ 70 % de la puissance nominale (figure 99) ; ils sont maintenus en permanence à
une pression supérieure à la pression critique et il y circule un fluide monophasique quelle que soit la
puissance.
Figure 99 Schéma du circuit et diagramme débit/charge d’une chaudière supercritique à circulation combinée
Une pompe de circulation (II.11.2.2.2) est mise en service au-dessous d’un seuil de débit et renvoie
une partie du fluide sortant des écrans vers un mélangeur recevant également l’eau d’alimentation.
Le démarrage à froid s’effectue vannes fermées, la pression supercritique étant assurée par la pompe
alimentaire, réglée par la soupape assurant un débit de décharge vers le séparateur. L’eau sortant du
séparateur est envoyée dans le puits du condenseur. Suivant la progression de la montée en
PARTIE III ETUDE SUR LA CONCEPTION ET RESULTATS
152
MEMOIRE DE FIN D’ETUDE
pression, la vapeur sortant du séparateur est envoyée successivement au condenseur, au dégazeur,
puis à l’entrée des surchauffeurs.
En marche normale, les soupapes assurent le réglage du débit et jouent le rôle des soupapes de
turbine ; le surchauffeur fonctionne en pression glissante.
Comme la pompe alimentaire doit assurer la compression de l’eau à une valeur très élevée, quelle
que soit l’allure, ce qui conduit à une dépense d’énergie auxiliaire importante, ce type de chaudière
n’est justifié qu’à condition de marcher en base, c’est-à-dire en permanence à sa puissance
nominale.
Circulation forcée
La conception en écran spirale permet de concevoir la chaudière supercritique comme une extension
vers des pressions plus élevées de la chaudière classique à circulation forcée, et d’assurer
logiquement une marche en pression glissante.
A pleine puissance, le fluide est monophasique depuis les pompes alimentaires, dans la chaudière, le
surchauffeur et les liaisons ; il a le comportement d’une vapeur surchauffée au cours de sa détente
dans la turbine, jusqu’à des pressions relativement basses.
À une puissance plus réduite, le fluide entrant encore à pression supercritique dans l’économiseur
pourra ressortir du surchauffeur, vu les pertes de charge des circuits internes de la chaudière, à une
pression sous-critique, sous forme de vapeur surchauffée.
Quand débit et pression diminuent, on se retrouve alors dans un système analogue à celui de la
chaudière à circulation forcée, avec un point de vaporisation situé dans les écrans de foyer (II.11.2.3).
Aux basses puissances, un débit minimal doit être maintenu par la pompe alimentaire, grâce à un
échangeur de démarrage.
Comme illustration, une chaudière supercritique fonctionnant dans ces conditions a été construite,
par Stein Industrie, pour la centrale danoise de Westkraft : 1 080 t/h, 251 bars, surchauffe 560°C,
resurchauffe 560°C.
PARTIE III ETUDE SUR LA CONCEPTION ET RESULTATS
153
MEMOIRE DE FIN D’ETUDE
II.11.2.5. Comparaison des différents modes de circulation
Tableau10 : Comparaison des différents modes de circulation
Modes de
circulations
Circulation naturelle Circulation assistée par pompe Circulation forcée
Pressions
usuelles (bar)
150 (180 rarement) 100 à 200 > 150 et supercritique
Taux de
circulation
......................
30(BP)
5(HP)
4 (tubes lisses)
2,5 (tubes rainurés)
1,2
1
Variations
d’allures
......................
instantanée 15 % sur
réserve
lente au-delà de 15 %
Moyenne rapide
by-pass 100 %
Inertie Importante Moyenne faible
Pression en
fonction de la
charge
Fixe fixe
exceptionnellement
glissante asservie
glissante
Démarrages ou
refroidissements
Longs Moyens rapides avec dispositifs particuliers
à basse allure
Régulation de
débit d’eau
d’alimentation
........................
.......
pour maintenir le
niveau du
réservoir
pour maintenir le niveau du
réservoir ou du séparateur
à partir de la température ou de
l’enthalpie en aval du surchauffeur
basse température
ou pour maintenir le niveau du
séparateur à basse allure
Fiabilité...........
........................
.......
tributaire de l’entretien des pompes
(partie mécanique)
risque de cavitation
dépend surtout du système de
régulation à basse allure et du by-pass
Consommation
des
auxiliaires....
nulle Importante (taux de circulation 4)
Moyenne (taux de circulation 1,2)
importante (perte de charge et vitesse
élevées)
PARTIE III ETUDE SUR LA CONCEPTION ET RESULTATS
154
MEMOIRE DE FIN D’ETUDE
Modes de
circulations
Circulation naturelle Circulation assistée par pompe Circulation forcée
Dispositifs
particuliers
— pompes
— refroidissement du moteur
— contrôle permanent de la
hauteur manométrique
— by-pass HP/BP
— circuits annexes au démarrage/et à
basse allure
— régulation de : l’alimentation, la
température du séparateur, la pression
glissante
Fonctionnement
normal
surveillance du niveau
du réservoir
surveillance du niveau du réservoir
et de la cavitation
— pression glissante
— seuil de pression minimale
— séquences de sécurité
— débit minimal de recirculation
— répartition des températures de
vapeur à la sortie des écrans
Démarrage/Ar
rêt
gonflement — séquences liées ou gonflement
— déclenchement général sur
l’arrêt de la pompe
— mise en service rapide de la
pompe de réserve
— surveillance en variation de charge
— sécurité sur déclenchement de la
turbine
— séquences liées au gonflement
— vaporisation dans l’économiseur
— limitation des variations de
température
Points à
surveiller
régulation de niveau du
réservoir
— mécanique
— alarmes de la pression et de la
température
— graissage
— pompes de secours
— système de refroidissement
— fuites des by-pass
— blocages des by-pass
— vannes de décharge
— pompes de circulation
— régulation
Tableau 10 Comparaison des différents modes de circulation
Le tableau 10 permet de faire la synthèse des différentes caractéristiques, dispositifs auxiliaires,
particularités de fonctionnement et la comparaison entre les trois modes de circulation.
PARTIE III ETUDE SUR LA CONCEPTION ET RESULTATS
155
MEMOIRE DE FIN D’ETUDE
III Méthode et réalisation
III.1. Générateur de gaz HHO
III.1.1. Préparation
On a tout d’abord traité dans un bain électrolytique les plaques d’électrodes pendant 24h, après les
avoir grattées avec du papier abrasif N°180. Cela a pour but d’imprégner les électrodes des
molécules de l’électrolyte pour qu’il n’y ait aucun film d’eau faisant office de barrière. Cette
préparation est nécessaire pour obtenir le rendement maximal.
Ensuite, on a assemblé le générateur. Le tableau suivant montre les désignations de ses composants :
Nombre Matériau Dimension
Electrode 19 Acier inoxydable 316L L : 350mm
l : 350mm
Jointure 20 Joint torique
caoutchouc
D : 220mm
e : 2.5mm
Support 4 Plexiglass L : 350mm
l : 350mm
e : 4.9mm
Renfort 2 Acier ordinaire L : 350mm
l : 350mm
e : 6mm
Câblage 2 Fil de cuivre souple D : 25 mm2
Connexion entre
électrodes
8 Tôle de cuivre L : 80 mm
l : 20 mm
e : 1.2 mm
Cosse 2 Cuivre S : 25 mm2
Tige fileté 8 Acier allié D : 8 mm
L : 250 mm
Tableau 11 Les désignations des composants du générateur HHO
Composition de l’acier inoxydable 316L
Carbone : 0.03
Manganèse: 2.0
Phosphore : <0.45
Sulfure : <0.03
Silicone : 1.0
PARTIE III ETUDE SUR LA CONCEPTION ET RESULTATS
156
MEMOIRE DE FIN D’ETUDE
Chrome : 16 à 18
Nickel : 12 à 14
Molybdène : 2.0 à 3.0
III.1.2. Méthode
Pour l’expérience, on a alimenté notre générateur par une batterie 12V. Voici le générateur muni
d’un bulleur, d’un antiretour de flamme et d’un bruleur à gaz.
Figure 100 Prototype du générateur HHO
Compte tenu de l’étude du prototype du générateur d’hydrogène précédente, on est arrivé à la
production de gaz HHO de 372.9476L/heure avec 18 cellules d’électrolyse. C’est la capacité de
production maximale de notre générateur mais vu la valeur de l’intensité de 30.3A pour une cellule,
ce n’est pas admissible pour l’ensemble des 18 cellules en série.
Alors, on a limité l’intensité du courant en jouant sur la concentration de l’électrolyte.
En effet, d’après le principe de la dissociation électrolytique, dépendant de l’énergie supplémentaire
ou de la concentration de l’électrolyte, les liaisons atomiques dans les molécules d’eau se rompent.
PARTIE III ETUDE SUR LA CONCEPTION ET RESULTATS
157
MEMOIRE DE FIN D’ETUDE
Ce qui explique qu’il n’y a qu’une petite fenêtre de marge pour obtenir le rendement optimal. On a
procédé à plusieurs expériences qui sont toutes formulées dans ce tableau :
Concentration de
bicarbonate de soude
dans l’électrolyte (g/l)
Rapport de production
par puissance
(ml/min/W)
Débit de production
(ml/min)
Intensité
(A)
5 3.763 813 18
8 3.52 1056 25
10 3.875 1302 28
12 4.994 1858 31
15 5.570 2166 32.4
16 4.661 2193 39.2
18 >4.681 2247 >40
Tableau 12 Récapitulatif des expérimentations effectuées
La mesure du débit a été établie par un récipient gradué. On a rempli d’eau un bac pour y placer le
récipient gradué. On fait coïncider le niveau zéro du récipient avec le niveau de l’eau dans le bac.
Puis, chronométré, on introduit le gaz HHO dans le récipient tandis que le gaz HHO repousse le
récipient vers le haut. Par contre, cette mesure contient une erreur qu’il faut tenir compte : le poids
du récipient qui est de 47g. Donc le gaz HHO mesuré est en légère surpression par rapport à la
pression atmosphérique.
Correction :
P atm = 101325Pa
1Pa=1N/m2
Le diamètre du récipient est de 78mm, sa section est donc de 4775.94 mm2
Et la pression générée par le récipient est donc de 47g/47.7594cm2 = 0.047kg/0.00477594m2
=9.840kg/m2=96.530N/m2=96.53Pa
La pression du gaz HHO mesuré est donc de 101421.53Pa
La loi des gaz parfaits nous donne :
𝑃1𝑉1 = 𝑃2𝑉2 [54]
101421.53 ∗ 𝑉1 = 101325 ∗ 𝑉2
PARTIE III ETUDE SUR LA CONCEPTION ET RESULTATS
158
MEMOIRE DE FIN D’ETUDE
𝑉2 =𝑉1 ∗ 101421.53
101325
Concentration de
bicarbonate de soude
dans l’électrolyte (g/l)
Rapport de production
par puissance
(ml/min/W)
Débit de production
(ml/min)
Intensité
(A)
5 3,7675861 813,798597 18
8 3,52345764 1057,03729 25
10 3,87880635 1303,27893 28
12 4,9995298 1859,82509 31
15 5,57645995 2168,12763 32.4
16 4,6665692 2195,15415 39.2
18 >4,68584832 2249,20719 >40
Tableau 13 Récapitulatif corrigé des expérimentations effectuées
PARTIE III ETUDE SUR LA CONCEPTION ET RESULTATS
159
MEMOIRE DE FIN D’ETUDE
Figure 101 Courbe d'évolution du générateur HHO selon la concentration en bicarbonate de soude
III.2. Chaudière
La réalisation du prototype s‘est arrêtée à la réalisation du générateur HHO. Cependant, les lignes
citées dans la partie étude du prototype d’une chaudière sont suffisantes pour réaliser un prototype
d’une chaudière. L’utilisation du gaz HHO dans une chaudière sera modélisée avec le logiciel
Thermoptim.
0
500
1000
1500
2000
2500
5 8 10 12 15 16 18
0
5
10
15
20
25
30
35
40
45
Dé
bit
de
pro
du
ctio
n(m
l/m
in)
Concentration de bicarbonate de soude dans l’électrolyte (g/L)
Rap
po
rt d
e p
rod
uct
ion
par
pu
issa
nce
(m
l/m
in/W
)In
ten
sité
(A)
Courbe d'évolution du générateur HHO selon la concentration en bicarbonate de soude
Rapport de production par puissance (ml/min/W)
Intensité(A)
Débit de production(ml/min)
PARTIE III ETUDE SUR LA CONCEPTION ET RESULTATS
160
MEMOIRE DE FIN D’ETUDE
III.2.1. Thermoptim
Les simulateurs comme Thermoptim permettent d'élaborer rapidement des modèles de systèmes
énergétiques parfois très complexes. En effet, Thermoptim permet de calculer automatiquement
l'état complet (température, pression, volume massique, enthalpie, énergie interne, entropie,
exergie, titre) de différents fluides, qui peuvent être des gaz idéaux ou des vapeurs condensables.
Ces fluides peuvent subir diverses transformations :
- des compressions et des détentes (système ouvert ou fermé ; adiabatiques ou polytropiques ;
rendement isentropique ou polytropique).
- des combustions à pression imposée, volume imposé ou température constante.
- des laminages isenthalpiques.
- des échanges de chaleur avec d'autres fluides, le logiciel pouvant calculer le produit UA du
coefficient d'échange thermique par la surface de l'échangeur, pour des configurations à contre-
courant, co-courant, à courants croisés.
De plus, le logiciel possède une base de données des propriétés thermodynamiques des corps les
plus couramment rencontrés en pratique. La précision sur l'eau et les gaz idéaux est excellente.
Ils peuvent ainsi conduire à des gains de productivité considérables grâce à leurs puissants
environnements de modélisation. Pour tirer véritablement parti de leur potentiel, il faut prendre un
certain nombre de précautions, ou, si l'on préfère, il faut adopter une bonne méthodologie de
construction et de vérification des modèles.
III.2.2. Modélisation sur Thermoptim
Construire avec Thermoptim le modèle d'un système thermodynamique est très simple et se fait en
deux étapes :
- on commence en le représentant graphiquement comme un ensemble de composants (plus
généralement de fonctionnalités) connectés entre eux par des liens vectoriels représentant les
canalisations de fluide ou les échangeurs de chaleur.
- on quantifie ensuite le modèle ainsi défini en paramétrant les différents types primitifs qu'il met
en jeu, pour pouvoir en calculer les performances.
Pour notre cas, on a modélisé le système à vapeur avec resurchauffe et prélèvement d’une turbine.
PARTIE III ETUDE SUR LA CONCEPTION ET RESULTATS
161
MEMOIRE DE FIN D’ETUDE
Figure 102 Simulation sur Thermoptim
Pour procéder au calcul des paramètres d’états de chaque point, on ouvre une fonction du logiciel en
sélectionnant un composant. Par exemple, le vaporisateur :
Figure 103 Attribution des paramètres sur Thermoptim
PARTIE III ETUDE SUR LA CONCEPTION ET RESULTATS
162
MEMOIRE DE FIN D’ETUDE
En appuyant sur le menu « afficher », on ouvre une fenêtre pour entrer les paramètres connus (soit P
et T, soit P et h, soit P et s) et calculer les inconnues.
Figure 104 Calcul des paramètres d’état sur Thermoptim
Ceci, fait pour tout le système, on procède au bilan énergétique. D’ici, on peut calculer le rendement
du système.
PARTIE III ETUDE SUR LA CONCEPTION ET RESULTATS
163
MEMOIRE DE FIN D’ETUDE
Figure 105 Bilan sur Thermoptim
Ensuite, on obtient un résultat affichant tous les paramètres d’états des différents points, l’efficacité
du model et le bilan enthalpique de tous les composants.
Figure 106 Résultats de la simulation sur Thermoptim
PARTIE III ETUDE SUR LA CONCEPTION ET RESULTATS
164
MEMOIRE DE FIN D’ETUDE
IV Résultats expérimentaux
IV.1. Générateur HHO
D’après le résultat obtenu des expérimentations, on peut déduire que la concentration de 15
grammes par litre de bicarbonate de soude nous permet d’obtenir le maximum de production de gaz
HHO par Watt, c’est-à-dire le meilleur rendement possible.
Initialement, la tension aux bornes de la batterie était de 12.55V. L’intensité mesurée est de 32.4A.
La puissance électrique consommée en une heure par cette configuration est de :
Pconsommée = U x I x 1h= 12.55V x 32.4A = 406.62Wh
Rappelons que le volume molaire d’un gaz parfait à la pression atmosphérique et à 20°C est de 24.05
litres.
L’énergie produite par 1l de gaz HHO est donc:
Q1L HHO produite= 286KJ/mol * 0.0415 = 11.891 KJ
Comme 2168.127ml de HHO est produit en une minute, en une heure, il est produit :
2168.127ml x 60mn = 130.08762 litres.
Et, l’énergie de cette production en une heure est de :
130.08762l x 11.891 kJ = 1546.871889 kJ
Avec 1J =0.00028 Wh, cette énergie est de :
1546.871889 kJ x 0.00028kWh = 433.124 Wh
On peut en déduire que la puissance consommée par le générateur est inférieur à la puissance
fournie par le gaz HHO produit. On peut en interpréter que le rendement énergétique est le rapport
de 433.124W sur 406.62W, ce qui donne un rendement de 106.518%.
Comme, dans les CNTP, la masse volumique du gaz Hydrogène est 0.08988g/l et celle de l’oxygène
est 0.7199g/l et qu’il y a deux fois plus d’hydrogène que d’oxygène dans le gaz, la consommation en
eau du générateur dans son fonctionnement est exprimée comme suit :
c = débit volumique de production x masse volumique du gaz HHO
c = 2.168l/mn x (0.7199 g/l + 2 x 2 x 0.08988g/l) /2 = 1.1709 g/mn
D’où, la capacité en eau de 3.5litres du générateur est transformée en gaz HHO en :
3500 / 1.1709 = 2991.219 mn = 49 heures 51 minutes
PARTIE III ETUDE SUR LA CONCEPTION ET RESULTATS
165
MEMOIRE DE FIN D’ETUDE
IV.2. Modélisation sur Thermoptim
Une telle modélisation nous permet d’obtenir un ensemble de résultats, lesquels sont ajustables
suivant les paramètres initiaux. Elle nous fournit aussi une évaluation des débits nécessaire des
fluides dans chaque composant. Mais le plus important de tous est le bilan énergétique qu’il procure.
Certes, un rendement de 45,1% est relativement bas parce que le logiciel a pris la source d’énergie
de la chaudière pour une source externe, or, cette énergie est directement produite par les turbines.
V Interprétation
Dans ce rapport qui reflète l’état de l’art du système et la méthode de calcul qui sera étudiée en
profondeur nous pouvons déjà dégager plusieurs lignes prometteuses.
Cette technologie va faire ses preuves et peut être réalisée à échelle industrielle et domestique. Son
émission en carbone est relativement faible, elle n’aura aucun impact sur l’environnement.
Une fois optimisé, ce système promet de réaliser de l’énergie électrique compétitive. Avec un
stockage de l’énergie chaleur sous forme de gaz, ce procédé peut devenir continu et le problème de
l’intermittence résolu.
La suite de l’étude va porter sur la réalisation d’une chaudière à combustion du gaz HHO et ainsi pour
pouvoir définir les bornes de la simulation numérique. Il serait aussi intéressant de réaliser une étude
sur une turbine à vapeur à deux étages. Le but est de concevoir un ensemble de chaudière et turbine
autosuffisante ou du moins très économique par la combustion du gaz HHO. Nous sommes dans
l’attente des matériels nécessaires pour l’œuvre.
Dans notre étude, il s’agira de définir le meilleur rendement de la chaudière et de la turbine pour ne
pas entraver le bon rendement de notre générateur HHO. Pour ce faire, il faudra encore déterminer
et optimiser les technologies existantes concernant ces dernières. Il nous faut aussi appliquer les
relations analytiques pour chaque grandeur impliquée dans les différents calculs du cycle, ainsi nous
pourrons déterminer l’importance de chaque perte et faire varier indépendamment chaque
paramètre pour apercevoir leurs influences.
Une fois le prototype terminé, nous pourrons définir les différentes analyses de puissances et les
rendements de l’ensemble du système et ce en fonction des paramètres choisis.
PARTIE IV IMPACTS
ENVIRONNEMENTAUX
PARTIE IV IMPACTS ENVIRONNEMENTAUX
167
MEMOIRE DE FIN D’ETUDE
Impacts environnementaux
Les enjeux d’un projet sont définis comme étant des pertes ou des gains importants qu’un projet
peut engendrer dans un milieu. Ils peuvent concerner tant le milieu social que le milieu biophysique.
L’enjeu principal pour le projet à l’étude repose sur les gaz à effet de serre. L’efficacité énergétique
du projet et ses retombées économiques sont également des enjeux. D’autres impacts sont
présentés comme la gestion de l’eau, les émissions atmosphériques autres que les GES, la gestion
des sols et des sédiments, le bruit, la gestion des risques, le panache de vapeur, les impacts sur la
santé et les impacts socioéconomiques.
- Gaz à a effets de serre :
L’atmosphère terrestre contient naturellement plusieurs gaz qui maintiennent la température
terrestre à l'intérieur de limites relativement confortables pour l’être humain : c’est l’effet de serre
naturel. Sans ces gaz dits gaz à effet de serre, la température moyenne sur terre serait de - 18 °C, au
lieu de 15 °C. Au cours des derniers siècles, l’activité humaine, particulièrement les combustions, a
produit assez de gaz à effets de serre pour accentuer l’effet de serre naturel. L’équilibre qui
permettait de maintenir la température moyenne à 15 °C a été rompu et on constate que la
température globale augmente. Face à ce phénomène, la communauté internationale a mis en place
diverses mesures, dont l’entente internationale du Protocole de Kyoto. A Madagascar, La Charte de
l’Environnement Malagasy actualisée régit par la Loi n°2015-003, impose que « Tous les textes
législatifs, les politiques, plans, programmes et projets sectoriels doivent tenir compte du
changement climatique et du transfert de technologie dans sa gestion et celle de l’environnement en
général.
Pour notre étude, il y a également des valeurs limites imposées par des problèmes d’environnement
: pour du fuel, par exemple, il est classique de ne pas abaisser la température des fumées au-
dessous de 150°C.
Sur le circuit des fumées, un dépoussiéreur et éventuellement une installation de traitement des
fumées pour captage des polluants tels qu’oxydes de soufre ou d’azote sont exigés.
- Gestion de l’eau :
La quantité d’eau utilisée, notamment pour le condenseur et le générateur de gaz HHO doit être
limitée par rapport à la localisation du site selon le texte « Toute unité industrielle est soumise à
déclaration, conformément aux dispositions des textes réglementaires en vigueur de la Loi 99-021 du
19 Août 1999 relative à la politique de gestion et de contrôle des pollutions industrielles ».
- Rejets liquide :
PARTIE IV IMPACTS ENVIRONNEMENTAUX
168
MEMOIRE DE FIN D’ETUDE
L’évaluation des projets industriels se fait dans l’optique de favoriser l’utilisation des meilleures
technologies disponibles ainsi que pour protéger les usages du milieu récepteur. La détermination
des objectifs environnementaux de rejet, dans le cas présent, vise à assurer la protection de la vie
aquatique, de la faune terrestre piscivore et de la santé humaine. En effet, le rejet liquide provenant
du condenseur sera analysé dans le but de ne pas altérer la vie aquatique aux alentours du site
prévu.
Concernant le rejet liquide provenant du générateur HHO, soit une dilution de bicarbonate de soude
concentrée, il est nécessaire de prévoir un centre de purification d’eau. L’article 3 de la Loi 99-021
régit ce dernier.
- Bruits :
L’acceptabilité environnementale du projet tient compte du bruit généré pendant la construction de
la centrale ainsi que du bruit causé par son exploitation. Comme l’article 37 de la Loi 99-021 stipule «
Conformément à l'article 218 de la loi sur la Théorie Générale des Obligations, les troubles de
voisinage tels que bruits, odeurs, nuisances de toutes sortes ayant pour origine une activité
industrielle engagent la responsabilité de celui qui les a provoqués ou aggravés par sa faute », il est
nécessaire de placer le site à plus de 500m d’une habitation.
- Impacts socio-économiques :
La construction du projet mobilisera des ouvriers locaux à temps plein (en emplois directs et
indirects); son exploitation créera de nombreux emplois hautement spécialisés et d’emplois indirects
reliés à l’exploitation du projet.
169
MEMOIRE DE FIN D’ETUDE
CONCLUSION
L’élaboration de ce mémoire a permis de mettre en évidence les propriétés énergétiques du
gaz HHO et d’en souligner ses innovations et ses contributions sur les chaudières à vapeur.
Après les études bibliographiques, de nombreux critères ont été pris en compte pour
l’élaboration du générateur HHO et pour la modélisation de son utilisation dans une centrale à
vapeur. Certes, l’abondance des paramètres influents sur l’efficacité et la performance de l’ensemble
de ce procédé a rendu longue et complexe l’étude. Néanmoins, par le biais des résultats obtenus, la
synthèse du projet est concluante, tant au niveau technique qu’au niveau environnemental. En effet,
les résultats enregistrés des tests ont été favorables. On peut avancer que le rendement du cycle à
vapeur modélisé est prometteur, et reste la réalisation du prototype qui confirmera l’objectif d’un
ensemble chaudière-turbine à vapeur autosuffisant.
Les dernières évolutions, en particulier les chaudières supercritiques, ont permis de nouveau
à la vapeur de briller parmi les énergies renouvelables et de rester le pionnier dans l’industrie de
production d’électricité.
ANNEXES
I
MEMOIRE DE FIN D’ETUDE
ANNEXES
ANNEXE 1 :
Courbe de l’émissivité du CO2 et H20 dans un mélange de gaz non participant.
ANNEXE 2 :
Courbe de correction de l’émissivité quand CO2 et H20 sont présents dans un mélange de gaz.
ANNEXES
II
MEMOIRE DE FIN D’ETUDE
ANNEXE 3:
Calcul de l’émissivité effective pour des tubes avec ailettes.
Figure : Echangeur à tube avec ailette
Le transfert de chaleur par rayonnement entre plusieurs surfaces dépend de l'orientation des
surfaces entre elles, de leurs propriétés radiatives (émissivité) et de leurs températures. Pour
prendre en compte cet effet, on définit le facteur de forme qui est fonction uniquement de la
géométrie. Dans le cas des surfaces d'un générateur de vapeur (tube et ailettes), une fraction du
rayonnement quittant les tubes rayonnent sur les ailettes et sur l'environnement. Cette géométrie
rend la détermination du facteur de forme complexe.
Dans le but de simplifier et d'obtenir une émissivité effective équivalente de la surface, on définit
une nouvelle surface équivalente (fictive), et obtient l'émissivité de la manière suivante :
𝐴2 ∗ 𝐸𝑒𝑓𝑓 = 𝐴1 ∗ 𝐹12
Cette équation met en évidence la relation entre la surface 1 et la surface équivalente en fonction du
facteur d'échange total. Dans cette équation, la détermination de l'émissivité effective dépend du
facteur F12. Le facteur F12 est égal à :
𝐹12 =1
1 − 𝐸1𝐸1 +
𝐴1𝐴2
Ensuite on remplace F12 et on obtient l'expression de l'émissivité effective de la surface équivalente
(fictive) :
𝐸𝑒𝑓𝑓 =
𝐴1𝐴2
1 − 𝐸1𝐸1 +
𝐴1𝐴2
Cette dernière équation permet le calcul de l'émissivité de la surface équivalente et simplifie le calcul
de l'échange radiatif sur des parois de chaudière.
ANNEXE 4 :
Valeurs des coefficients du nombre de Nusselt pour un échangeur à flux croisé avec plusieurs séries
de tubes.
ANNEXES
III
MEMOIRE DE FIN D’ETUDE
Remarques : Dans ce tableau, il faut lire « in line » pour un échangeur dont les tubes sont en lignes et
«staggered » pour un échangeur dont les tubes sont croisés.
ANNEXE 5 :
Diagramme des pertes de chaleur par rayonnement d’une chaudière selon les normes de l’ABMA
ANNEXE 6 :
Table des propriétés de l’eau (région surchauffée et région saturée) :
ANNEXES
IV
MEMOIRE DE FIN D’ETUDE
ANNEXES
V
MEMOIRE DE FIN D’ETUDE
ANNEXES
VI
MEMOIRE DE FIN D’ETUDE
ANNEXES
VII
MEMOIRE DE FIN D’ETUDE
ANNEXE 7 :
Tableau des constantes physico-chimiques de la vapeur d’eau :
λ
µ
BIBLIOGRAPHIE
VIII
MEMOIRE DE FIN D’ETUDE
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=bl&ots=b8hxVrEMpC&sig=OoVAnvt0qFubqTmJxxahQB_xXPM&hl=en&sa=X&ved=0ahUKEwiDw
bKGk6rJAhVBDxQKHbClDIkQ6AEIJjAE#v=onepage&q=Rateau%201896&f=false
RESUME
MEMOIRE DE FIN D’ETUDE
Auteur : RABEZANAHARY Toky Mbelomiandra Adresse: Cité Santé K6 Aéroport IVATO -ANTANANARIVO 101- Téléphone : 034 43 686 85 e-mail : [email protected]
Thème de mémoire : ≪ ETUDE D’UN PROTOTYPE D’UNE CENTRALE A VAPEUR
AUTOSUFFISANTE ASSISTEE PAR UN GENERATEUR HHO≫
Nombre de pages : 169 Nombre de figures : 106 Nombre de tableaux : 13
RESUME
L’accroissement effréné de la demande en énergie et la disparition dans un futur proche de ces
sources sont les conséquences majeures de la nécessité de nouvelles études à ce propos. Ce
travail de mémoire avait pour objectif de concevoir un prototype d’une centrale à vapeur
autosuffisant grâce à un générateur HHO. Dans cette optique, des études bibliographiques qui
cernent le principe de fonctionnement et les paramètres influents la production de vapeur ont
permis d’aborder le sujet. Analogue à ce but, des études expérimentales réalisées avec un
générateur HHO ont permis de mettre en valeur les propriétés énergétiques du gaz HHO. Sa
modélisation numérique dans un cycle à vapeur n’était pas en reste pour valoriser ce procédé.
ABSTRACT
The growing need for energy and the coming depletion of its source are the main consequences
of the necessity for brand new studies about this latter. This work had as a purpose to build a
prototype of a self-sufficient steam-electric power station from a HHO generator. From this
point of view, bibliographical studies about how a steam generator works and all the influent
parameters on the steam production allowed us to deal with this subject. In the same purpose,
practical works on a HHO generator lead to value the energetic property of the gas HHO. Its
numerical modeling on a steam cycle was not the least to value this process.
Mots clés : énergie, production de vapeur, HHO, propriété énergétique, centrale à vapeur Directeur du mémoire : RANDRIAMORASATA Josoa Albert, Professeur titulaire à l’ESPA