THSE

En vue de l'obtention du

DOCTORAT DE LUNIVERSIT DE TOULOUSEDOCTORAT DE LUNIVERSIT DE TOULOUSE

Dlivr par lInstitut Suprieur de lAronautique et de lEspace Spcialit : nergtique et transferts

Prsente et soutenue par Nicols GARCA ROSA

le 3 juillet 2008

Phnomnes d'allumage d'un foyer de turbomachine en conditions de haute altitude

JURY M. Abdelkrim Boukhalfa, prsident M. Pascal Bruel, rapporteur Mme Bndicte Cuenot M. Grard Lavergne, directeur de thse M. Juan-Carlos Rolon, rapporteur M. Nicolas Savary M. Olivier Simonin M. Philippe Villedieu

cole doctorale : Mcanique, nergtique, gnie civil et procds

Unit de recherche : quipe daccueil ISAE-ONERA EDyF (ONERA-DMAE, centre de Toulouse)

Directeur de thse : M. Grard Lavergne

Remerciements

Le mmoire qui repose entre vos mains est le fuit dun nombre incalculable dheuresde travail acharn, certes, mais surtout dun peu plus de trois ans passs partager deriches conseils et discussions en compagnie de personnes inoubliables. prsent, le travailest termin alors que les relations perdurent, cest pourquoi je tiens adresser mes pluschaleureux remerciements ceux qui mont accompagn pendant ces annes.

Dabord les chefs, sans qui il ny aurait pas de thse, Claude Brat, Dominique Bissires Turbomeca, Jean Cousteix, Alain Boutier, Jean-Jacques Thibert, lONERA. Les partenaires,Bndicte Cuenot du CERFACS, Nicolas Savary de Turbomeca. Mon jury.

Mes encadrants et chers collgues. Renaud Lecourt, mon pre selon le poste de gardedu CFM, qui ma appris toujours faire un pot de fin dessai (mme si je nai pas toujourst un bon lve), Philippe Villedieu, qui ma appris aimer la Belle Physique, Robert Fou-caud, qui ma appris quel point on faisait un mtier fascinant, Alain Strzlecki, partenaireinfaillible de tous les bons coups (surtout avec Fracko, Yves et le forgeron de Priole), PierreGajan, qui fait des runions srieuses dans la salle du caf, Pierre Berthoumieu, tmoin demes petits sommes en manip, Francis Bismes, qui doit encore se souvenir de la table dessin. Philippe Barricau, pour les fou rires en manip, que les protections auditives narri-vaient bloquer, David Donjat, Christine Lempereur. F-X dHerbigny, mon pre selon unVIP linauguration du Lacom (cest quon a le mme rire), Dd Alcoser (je te dois uncouteau), grand matre du caf, des crpes et des bonnes bouffes, Fred Bigot (je te dois uncouteau aussi), qui serre les boulons avec sa grosse cl et les dserre avec son rire, les co-pains des souffleries F-1 et F-2 qui retenaient la navette du Fauga-Mauzac pour pas quellemoublie le soir, Jean Campourci, qui entretenait mon Espagnol, Valrie Duplessis, avec quion encourageait lArgentine au rugby, Corinne Plantade, qui connat les meilleurs traiteursde Toulouse, Franois Guamis, qui me laissait venir le week-end, les gardiens de Toulouseet du Fauga-Mauzac, pour leur accueil en fanfare, Ghyslaine Picchi, le Pre Nol de la re-cherche biblio. Michel Roche, qui ma log Supaero pendant la pnurie dappartementset arrang un pot de thse princier.

Mes frres thsards et copains de galre. Fracko, serial dclencheur de fou rire, qui mainiti lAllemand, Nico ze bestiole, qui nous amenait voir le Stade Toulousain, Por (quicourt vite) et Nathalie pour les soires suki, Claire, mon guide tlphonique de montagnepersonnel, Virginel, qui mencourageait ne pas grignoter entre les repas, Nechtan, quimaidait entretenir mon Allemand, Marie, qui me faisait couter les filles du Mouv,Jrme, dtenteur du record du plus haut lcher de goutte, Jochen, qui a essay de mevendre un matelas. Clment, qui nous racontait la montagne, Cdric, qui mamenait IKEA, Sylvain, qui nous laissait pas le choix dans le jeu de mots. Mon binme. Merci tousles thsards pour leur prsence, quon se sent jamais seul. Nico, Marlne et les thsards

i

ii Chapitre 0 Remerciements

du CERFACS, avec qui on co-voiturait Bordes. Merci Guillaume davoir pris le relais(mouahaha).

Marie-France Poulet, toujours l pour tendre loreille et prendre un caf. Marie-Jo etMartine, mes conseillres culinaires (et pas que culinaires). Yves Biscos, mon pre spirituel,qui ma appris la tnacit, les bons vins et changer les bougies de prchauffage, et mmeun peu dOccitan (que cest pas piper des vers).

Mon directeur de thse, sans lui, pas de thse non plus. Grard Lavergne, qui ma apprisle plus beau mtier.

Merci tous !

Yvesespritu indomable

Table des matires

Remerciements i

Nomenclature ix

Introduction 1

Chapitre 1. Contexte de ltude 31.1. Problmatique industrielle et scientifique 31.2. Rappel des travaux prcdents 51.3. Objectifs 61.4. Organisation du mmoire 7

Chapitre 2. tat de lart sur les expriences de rfrence en combustion monophasiqueet diphasique 9

2.1. Dfinitions 92.2. Les montages de rfrence pour la validation de simulations numriques 10

Chapitre 3. tat de lart sur les phnomnes dallumage et leur modlisationnumrique 19

3.1. Description phnomnologique de la dcharge par bougie 193.2. Approche asymptotique : notion dnergie minimale dallumage 253.3. Approche physique : allumage de mlanges diphasiques 293.4. Modlisation pour la simulation numrique de chambres de combustion 363.5. Synthse des travaux raliss lONERA 45

partie 1. tude Exprimentale 49

Chapitre 4. Moyens mis en uvre 514.1. Description du banc et de son instrumentation 514.2. Visualisation du phnomne 574.3. Amliorations apportes au cours de la thse 63

Chapitre 5. Description des diagnostics mis en place 655.1. Introduction 655.2. Vlocimtrie et granulomtrie P.D.A 695.3. Vlocimtrie P.I.V 80

Chapitre 6. Analyse des rsultats 836.1. Conduite, synthse et validation des essais 836.2. Caractrisation de la phase gazeuse seule 876.3. Caractrisation de la phase liquide 936.4. Caractrisation de la phase liquide en combustion 107

v

vi Chapitre 0 Table des matires

partie 2. Modlisation Numrique de lAllumage 119

Chapitre 7. Nouvelle formulation du modle 1-D 1217.1. Modlisation de la phase gazeuse 1217.2. Modlisation de la cintique chimique 1287.3. Modlisation de la phase liquide 1327.4. Rcapitulatif des hypothses 136

Chapitre 8. Rsolution numrique des quations du modle dallumage 1418.1. Rsolution des quations du systme gazeux 1418.2. Rsolution de la cintique chimique 1488.3. Rsolution de la phase liquide 152

Chapitre 9. Validation 1579.1. Autoallumage dun brouillard polydisperse 157

partie 3. Simulation Numrique et comparaisons expriences calcul 165

Chapitre 10. Dveloppements raliss pour la simulation numrique de lcoulementdiphasique ractif 167

10.1. Prsentation de loutil CEDRE 16710.2. Intgration du modle dallumage 16910.3. Modle dinjecteur pour SPARTE 17210.4. Modlisation de linteraction goutte/paroi 178

Chapitre 11. Simulation numrique de lcoulement diphasique dans la chambre dubanc MERCATO 187

11.1. Gomtrie, maillage et temps caractristiques 18711.2. Simulation de lcoulement gazeux non ractif 19211.3. Simulation de lcoulement diphasique non ractif 197

Conclusions et perspectives 203

Rfrences et Annexes 207

Annexe A. Plans de la chambre et des nouvelles pices 209

Annexe B. Dtails du maillage de la chambre pour CEDRE 219

Annexe C. quations de Navier-Stokes sous les hypothses du noyau dallumage 221C.1. Conservation de la quantit de mouvement 221C.2. Conservation de la masse et volution de la composition 222C.3. Conservation de lnergie : quation de lenthalpie 222C.4. Calcul des coefficients dchange pour la condition aux limites de Fourier 224

Annexe D. Donnes Physiques 227D.1. Composition de lair haute temprature 227D.2. Coefficients de transport 230D.3. Proprits thermodynamiques 233

Annexe E. vaporation dune goutte isole 235E.1. Hypothses 235

vii

E.2. Bilan de masse 236E.3. Bilan dnergie linterface liquide-gaz 239E.4. Prise en compte de lcoulement extrieur 241E.5. Thermique dune goutte 244

Annexe F. Complments sur le modle dinjection pour SPARTE 247F.1. Dtail des calculs 247

Annexe G. Modle dinteraction goutte paroi : article prsent ICLASS-2006 251

Bibliographie 261

Liste des tableaux 267

Table des figures 269

Nomenclature

Lettres latines

a Ordre partiel de raction par rapport un ractif eq. (7.2.3), p. 129a0 Ordre global de raction eq. (7.2.4), p. 129C Paramtre de distance C = D/d eq. (9.1.12), p. 159c Concentration molaire mol/m3 eq. (7.2.2), p. 128

C1 Diamtre surfacique normalis d20/d32 eq. (3.2.11), p. 27C2 Diamtre arithmtique normalis d10/d32 eq. (3.2.11), p. 27C3 Diamtre volumique normalis d30/d32 eq. (3.2.11), p. 27cp Capacit calorifique massique pression

constanteJ/K/kg eq. (7.1.4b), p. 122

Di,g Coefficient de diffusion de i dans le gaz m2/s eq. (7.1.1b), p. 121D Distance moyenne entre deux gouttes m eq. (9.1.12), p. 159d Diamtre m eq. (3.2.1), p. 26

d10 Diamtre moyen arithmtique m eq. (3.3.0), p. 30d20 Diamtre moyen surfacique m eq. (3.3.0), p. 30d32 Diamtre moyen de Sauter m eq. (3.3.0), p. 30~e Vecteur unitaire p. 9E nergie J eq. (7.1.11), p. 124f Rayon de la face dune cellule m eq. (8.1.1a), p. 141

fV Distribution volumique de taille eq. (9.1.12), p. 159g Grandeur physique (gnral) eq. (8.1.1f), p. 142g0 Acclration de la gravit au sol, g0 = 9, 81 m/s2 m/s2 eq. (10.4.3), p. 181H Enthalpie statique molaire J/mol eq. (7.2.12d), p. 131h Enthalpie statique massique J/kg eq. (7.1.1c), p. 121H Terme source denthalpie J/kg/s eq. (7.1.1c), p. 121

h0 Coefficient dchange global m1 eq. (7.1.7), p. 123i Courant lectrique A eq. (3.4.8), p. 42k nergie cintique turbulente m2/s2 eq. (3.4.7), p. 41k0 Constante de vitesse de raction cf. eq. 7.2.6a, p. 129 eq. (7.2.3), p. 129` Longueur m eq. (3.4.8), p. 42L Inductance lectrique H eq. (3.4.8), p. 42M Masse molaire kg/mol eq. (7.4.1), p. 137m Masse kg eq. (7.1.12), p. 124m Dbit massique kg/s eq. (7.3.1), p. 132n Densit numrique de gouttes m3 eq. (7.3.1), p. 132

Nd Nombre de classes de diamtre eq. (7.3.1), p. 132Nrc Nombre de ractions chimiques eq. (7.2.3), p. 129p Pression Pa eq. (7.1.2), p. 121q Puissance thermique W eq. (7.3.4), p. 133R Rsistance lectrique W eq. (3.4.11), p. 43

ix

x Nomenclature

r Premire coordonne sphrique (rayon) m eq. (7.1.5a), p. 122R Constante universelle des Gaz Parfaits J/K/mol eq. (7.2.5), p. 129r0 Constante des Gaz Parfaits pour lair J/K/kg eq. (7.1.2), p. 121S Surface m2 eq. (3.4.1), p. 36s Vitesse du front de flamme m/s eq. (3.4.6), p. 41T Temprature K eq. (7.1.2), p. 121t Temps s eq. (8.1.1), p. 141

tig Dlai dallumage s eq. (3.3.0), p. 30TL Temprature de Leidenfrost K eq. (10.4.3), p. 183Tnb Temprature normale dbullition K eq. (10.4.3), p. 183Tw Temprature de paroi K eq. (10.4.3), p. 183q tat, grandeur intensive ou extensive eq. (8.1.1e), p. 141U Potentiel lectrique V eq. (3.4.8), p. 42ur Vitesse, composante radiale m/s eq. (7.1.5a), p. 122V Volume m3 eq. (3.4.1), p. 36X Fraction molaire eq. (7.3.15), p. 134Y Fraction massique eq. (7.1.1b), p. 121Z Facteur de Compressibilit eq. (7.1.2), p. 121

Lettres grecques

a Rapport de mlange carburant/air (FAR) eq. (9.1.12), p. 159a

0 Fraction volumique eq. (9.1.12), p. 159c Ensemble des espces du mlange eq. (7.1.1b), p. 121

D f h Enthalpie de formation J/kg eq. (7.2.13), p. 131Dr Pas de discrtisation en espace m eq. (8.1.1a), p. 141Drh Enthalpie de raction J/kg eq. (7.2.11), p. 131Dt Pas de discrtisation en temps s eq. (8.1.1), p. 141

Dvh Enthalpie de vaporisation (chaleur latente) J/kg eq. (7.3.10), p. 133# Taux de dissipation de lnergie cintique turbu-

lentem2/s3 eq. (3.4.7), p. 41

g Rapport de chaleurs spcifiques eq. (3.4.3), p. 38kT Diffusivit thermique kT = l/r/cp m2/s eq. (3.2.11), p. 27l Conductivit thermique W/m/K eq. (7.1.1c), p. 121 Viscosit dynamique Pas eq. (10.4.0), p. 180n Coefficient stchiomtrique algbrique eq. (7.2.2), p. 128w Vitesse (ou taux) de raction mol/m3/s eq. (7.2.2), p. 128f Richesse eq. (9.1.14), p. 160r Masse volumique kg/m3 eq. (7.1.2), p. 121r Terme source de masse kg/m3/s eq. (7.1.1a), p. 121r

0 Masse volumique apparente (bulk density) kg/m3 eq. (9.1.3), p. 157s Tension superficielle N/m2 eq. (10.4.0), p. 180S Surface de flamme m2 eq. (3.4.3), p. 38t Temps caractristique s eq. (3.4.0), p. 36x Avancement dune raction chimique mole eq. (7.2.11), p. 131

Nomenclature xi

Nombres sans dimension

Bm Nombre de transfert de masse Spalding eq. (7.3.14), p. 134Bo Nombre de Bond eq. (10.4.3), p. 181BT Nombre de transfert thermique Spalding eq. (7.3.19), p. 135Fr Nombre de Froude eq. (10.4.0), p. 180K Nombre de Mundo eq. (10.4.5), p. 184Ka Nombre de Karlovitz, Ka = tf/th eq. (3.4.0), p. 36Le Nombre de Lewis eq. (7.3.24), p. 135

Nu? Nombre de Nusselt modifi eq. (7.3.22a), p. 135Oh Nombre dOhnesorge eq. (10.4.2), p. 180Re Nombre de Reynolds eq. (10.4.0), p. 180Rep Nombre de Reynolds particulaire eq. (7.3.22), p. 135

S Nombre de Swirl eq. (2.1.4), p. 10Sh? Nombre de Sherwood modifi eq. (7.3.22a), p. 135T? Temprature adimensionnelle de paroi eq. (10.4.3), p. 183We Nombre de Weber eq. (10.4.0), p. 180

Acronymes

AKTIM Ark and Kernel Tracking Ignition Model p. 41C.R.Z Corner Recirculation Zone p. 93

C.T.R.Z CenTral Recirculation Zone p. 93D.M.S Sauter Mean Diameter p. 176DPIK Discrete Particle Ignition Kernel p. 39L.D.A Laser Doppler Anemometry p. 70L.D.V Laser Doppler Velocimetry p. 70

MERCATO Moyen dtude et de Recherche en CombustionArobie par Techniques Optiques

p. 51

P.D.A Particle Doppler Analyzer p. 70RANS Reynolds-Averaged Navier-Stokes p. 168R.M.S Root Mean Square, racine carre de la variance p. 78

RX Rcepteur p. 73TX metteur p. 73

Exposants

0 Relatif ltat Standard eq. (7.2.11), p. 131n Relatif linstant tn eq. (8.1.1e), p. 141

Indices

a Relatif lair eq. (3.2.11), p. 27ad Adiabatique eq. (3.2.1), p. 26

xii Nomenclature

b Relatif aux gaz brls (burned) eq. (3.4.3), p. 38c Relatif aux ractions chimiques eq. (7.1.1c), p. 121de Relatif au dpt eq. (10.4.7), p. 184e Relatif lvaporation eq. (3.2.11), p. 27h Relatif lchelle de Kolmogorov eq. (3.4.0), p. 36F Relatif au combustible eq. (3.2.11), p. 27f Relatif au front de flamme eq. (3.4.0), p. 36g Relatif au gaz (ou au mlange gazeux) eq. (3.2.1), p. 26

(g) Relatif ltat gazeux eq. (3.3.0), p. 31i Relatif lespce i 2 c eq. (7.1.1b), p. 121

Relatif aux conditions au loin du point considr eq. (9.1.3), p. 157j Relatif la cellule de centre rj eq. (8.1.1e), p. 141k Relatif la classe de diamtre dk, k 2 {1, . . . , Nd} eq. (7.3.1), p. 132k Relatif au noyau dallumage eq. (3.4.6), p. 41L Relatif un coulement laminaire eq. (3.4.6), p. 41` Relatif au liquide eq. (10.4.0), p. 180

(`) Relatif ltat liquide eq. (3.3.0), p. 31p Relatif une gouttelette ou particule de traceur p. 77q Relatif lextinction (de langlais quenching) eq. (3.2.1), p. 26rb Relatif au rebond eq. (10.4.7), p. 184s Relatif aux conditions stchiomtriques eq. (9.1.12), p. 159s Relatif la raction chimique s 2 {1, . . . , Nrc} eq. (7.2.3), p. 129

sat Relatif aux conditions de saturation eq. (7.3.16), p. 134spk Relatif ltincelle (spark) eq. (3.4.8), p. 42sp Relatif lclatement (splashing) eq. (10.4.7), p. 184t Relatif un coulement turbulent eq. (3.4.6), p. 41u Relatif aux gaz frais (unburned) eq. (3.4.3), p. 38v Relatif au phnomne dvaporation eq. (7.1.1c), p. 121w Relatif une paroi solide (wall) eq. (10.4.3), p. 183

Introduction

Il faut agir, sauter dans le vide. linstant o commence lirrversible,

je saurai enfin qui je suis, pourquoi je vis. Shan Sa, La Joueuse de Go

Chapitre 1

Contexte de ltude

1.1. Problmatique industrielle et scientifique

Le dveloppement du domaine de vol des turbomachines davion ou dhlicoptre re-pose sur lamlioration des outils numriques de prvision des plages de stabilit deschambres de combustion, afin de rduire la dure du cycle de conception de ces dernires.Lutilisation croissante de la simulation numrique ds les premires phases du dvelop-pement des prototypes a permis de rduire de manire considrable le nombre dessais aubanc, rduisant les cots et acclrant ainsi le processus de dveloppement des nouveauxprototypes. Ces plages de stabilit sont principalement dtermines par les domaines destabilit de combustion et dallumage. Lallumage du foyer, plus particulirement le ral-lumage en vol et haute altitude, est un phnomne critique dans la conception duneturbomachine aronautique. Le moteur doit assurer, parmi les exigences de certification,le rallumage en vol dans une plage donne. Il sagit non seulement dune contrainte descurit mais aussi dun critre dimensionnant, partir duquel est dfini le volume de lachambre de combustion, ds le stade davant-projet.

Fig. 1.1. Systme dallumage dun moteur dhlicoptre : emplacement ducouple bougie/injecteur de dmarrage (avec laimable autorisation de Turbo-meca).

Lallumage dun foyer arobie dans des conditions de haute altitude est difficile a ra-liser. Nous nous intressons ici au cas extrme de la mise en route dun hlicoptre ayant s-journ une altitude proche de 6 000 m, o la pression atmosphrique peut atteindre 0, 5 bar,et o, par temps froid, la temprature de lair, du krosne ainsi que des organes du moteurpeuvent atteindre 233 K (40 C). basse temprature, la masse volumique, la viscosit etla tension superficielle du krosne augmentent, entranant une pulvrisation primaire d-grade. basse pression, malgr la basse temprature, la masse volumique de lair diminuegalement, entranant une force de trane sur les gouttes plus faible, dgradant galementla qualit de la pulvrisation secondaire, par cisaillement arodynamique. Une atomisation

3

4 Chapitre 1 Contexte de ltude

faible conduit un taux dvaporation plus faible et augmente la quantit dnergie nces-saire lallumage. De plus, lorsque la pntration du jet est modifie, cela peut faire que laposition de lallumeur ne soit plus optimale, voire mme quil soit dans une position trsdfavorable son bon fonctionnement.

Lors de la dcharge de la bougie, une quantit donne dnergie est dpose dans lcou-lement, dclenchant les ractions chimiques dans un petit amas sphrique de gouttes ap-pel noyau dallumage. Si ce noyau est de taille suffisamment grande, telle que la produc-tion interne de chaleur soit suprieure aux pertes thermiques la surface, alors le noyau sedilate et sera qualifi dactif. Sinon, il steint. Par la suite, le noyau actif pourra tre trans-port dans lcoulement, en consommant des gaz frais et en propageant la combustion lelong de sa trajectoire, du moment quil rencontre des zones o la richesse locale se trouvedans les limites dinflammabilit du mlange.

Injecteur de dmarrage

bougie d'allumage

injection centrifuge

Fig. 1.2. Allumage dun foyer de turbomachine, avec laimable autorisation de Turbomeca.

Dans un foyer de turbomachine dhlicoptre, lallumage se fait par une bougie arcplace fleur de la paroi de la chambre. Cet allumeur est souvent accompagn dun in-jecteur effet de pression, appel injecteur de dmarrage, et ne fonctionnant que pen-dant la squence dallumage. Lallumage de la chambre commence donc par la formationdun noyau actif par lallumeur, puis la propagation de ce noyau au jet cr par linjecteurde dmarrage, et enfin par la propagation de la flamme aux injecteurs principaux de lachambre. Une chambre de combustion de forme annulaire peut comprendre un ou deux

1.2 Rappel des travaux prcdents 5

couples bougie/injecteur de dmarrage. La flamme commence se stabiliser autour delinjecteur principal du secteur contenant le systme dallumage, pour se propager ensuiteaux secteurs voisins, de proche en proche et occuper enfin toute la chambre. Lenjeu pourle concepteur de chambres de combustion est dabord de dterminer la position idalede linjecteur de dmarrage par rapport la bougie, puis dterminer la position optimalede lensemble dans le secteur du foyer, afin dassurer une bonne alimentation de linjecteurprincipal. Loptimisation fine de cette configuration, pour le point nominal, mais aussi pourles points critiques du domaine de vol du moteur, fait appel une utilisation croissante dela simulation numrique.

Les phnomnes dallumage suscitent aussi un grand intrt scientifique de part leur ca-ractre fortement instationnaire et la dynamique dchelle trs importante, avec des chellesde temps de lordre de la dizaine de nanosecondes pour la phase de claquage de la bougie(prcdant la formation de ltincelle), les chelles caractristiques des ractions chimiques,des phnomnes diphasiques, et lchelle de temps macroscopique du foyer. Cest gale-ment un problme dans lequel un grand nombre de phnomnes physiques complexessont en comptition, par exemple, la dynamique du gaz et des gouttes, lvaporation etla combustion, mais aussi lionisation de lair et le comportement du plasma conducteurqui fait ltincelle de la bougie. De plus, la russite ou lchec de la formation dun noyaudallumage dpend intimement des caractristiques de la bougie, mais surtout des condi-tions locales de lcoulement diphasique au voisinage des lectrodes, linstant prcis dela dcharge. Sa propagation, bien entendu, est lie lenvironnement combustible quilrencontrera dans sa trajectoire. Une bonne comprhension de lallumage ainsi que la miseen vidence des phnomnes prpondrants ncessitent alors la mise en uvre doutilscomplmentaires de simulation, de modlisation et dexprimentation, dans des conditionsralistes, le plus proche possible du fonctionnement des foyers industriels.

1.2. Rappel des travaux prcdents

Les recherches sur lallumage, dans notre laboratoire, ont fait lobjet de deux prcdentesthses, celle de Quintilla (2002) et de Ouarti (2004), mettant en uvre ces trois approchesde manire complmentaire. Sur le plan de lexprimentation, des essais dallumage ont tconduits, au banc MERCATO, dans une chambre paralllpipdique quipe de hublots devisualisation et alimente par un injecteur de turbomachine (de type airblast), en sappuyantsur des visualisations haute cadence de linitiation de la combustion (1 kHz, en noir etblanc). En parallle, un modle numrique de noyau diphasique dallumage a t propospour dterminer si les conditions locales dun coulement sont ou non favorables laformation dun noyau actif par une bougie dnergie donne, partir de la connaissancedtaille des conditions locales autour de lallumeur obtenue par simulation numrique delcoulement diphasique dans la chambre.

Quintilla (2002) a explor le domaine dallumage pression et temprature atmosph-riques, pour diffrentes valeurs du dbit dair, de krosne et pour diffrentes positions dela bougie par rapport linjecteur. Des simulations numriques bidimensionnelles sym-trie de rvolution ont t conduites avec le code de calcul MSD de lONERA (le prdcesseurde CEDRE), sur la chambre de combustion du banc MERCATO. Un modle numrique zro

6 Chapitre 1 Contexte de ltude

Objectif2007

Nawel Ouarti2004

Vronique Quintilla2002

EXP

RIE

NC

E

Comportement Noyau

Air et Carburant FroidsDpressionConditions Ambiantes Dpression

MO

DL

E

Amlioration 0-DFormulation 1-D

Global et DtaillSchma CintiqueFormulation 0-D

CA

LCU

L CEDRE/SPARTE 2-D axiTests Modle Allumage

MSD/LSD

Intgration CEDRE

Amlioration 1-Dtude Paramtrique

Base Donnes

ConfrontationsCEDRE/SPARTE 3-D

Fig. 1.3. Historique des travaux lONERA et objectifs pour la thse.

dimensionnel a t formul et appliqu ces simulations numriques, ainsi qu des simu-lations numriques dun foyer industriel de SNECMA pour dterminer la meilleure positionpour lallumeur.

Par la suite, Ouarti (2004) a tendu ltude exprimentale par une incursion dans lesconditions de dpression. Le modle zro dimensionnel a t amlior, notamment adaptau traitement des conditions de haute temprature en prenant compte des effets de gazrels. Le modle a t appliqu un foyer industriel de Turbomeca pour valuer diff-rents choix de position de la bougie mais aussi de linjecteur de dmarrage et aussi aufoyer exprimental du banc MERCATO. Lapplication au foyer exprimental a t compl-te par des simulations numriques de lcoulement ractif. Lorsque le modle dtermineque conditions locales sont favorables la formation dun noyau actif, le rsultat du calculdu modle dallumage est projet sur le maillage de la chambre pour y introduire un pointchaud. La simulation numrique est alors relance pour calculer lcoulement diphasiqueractif et tudier la propagation du noyau dans la chambre. Des cas dallumage mais aussidextinction de la chambre ont t reproduits avec un accord trs encourageant avec lesexpriences. Finalement, un modle dallumage 1-D a t propos mais na pas t exploitdans ce cadre.

1.3. Objectifs

Lobjectif de la prsente thse est alors de contribuer lamlioration de la mthodologiemise en place pour ltude dtaille de lallumage dun foyer de turbomachine dans desconditions ralistes de fonctionnement. Lamlioration des outils numriques passe par lavalidation des simulations sur des configurations complexes que nous pouvons qualifier

1.4 Organisation du mmoire 7

dintermdiaires entre lexprience de base et la configuration industrielle. Pour cela, lefoyer du banc MERCATO est un excellent outil et notre premier objectif sera de constituerune base de donnes dtaille de ltat de lcoulement gazeux, puis diphasique, puis encombustion. Les expriences sur le banc MERCATO devront alors servir de rfrence pourla validation, tape par tape, des grands codes de calcul, en particulier le code CEDREde lONERA et le code L.E.S ABVP du CERFACS. Pour cela, des simulations numriquesRANS 3-D de cette configuration seront conduites avec CEDRE, en parallle.

Fig. 1.4. Moyens mis en uvre

Le deuxime objectif de ce travail est lamlioration du modle 1-D dallumage pro-pos par Ouarti (2004) ainsi que de la mthode dintgration dans le code CEDRE. Lemodle dallumage ainsi constitu sera valid sur une configuration acadmique et aura ladouble vocation de permettre des tudes paramtriques acadmiques visant dgager lesgrandes tendances du comportement dun brouillard sphrique vis--vis de lallumage, etde permettre de sonder un coulement diphasique obtenu par simulation numrique larecherche des conditions les plus favorables lallumage. Dans la dmarche damliorationdes outils numriques, les phnomnes dinteraction entre le brouillard et les parois sontidentifis comme ayant potentiellement une influence trs importante sur la formation dunoyau dallumage. Une synthse des nombreux travaux exprimentaux et de modlisationempirique, raliss dans le laboratoire et aussi dans la littrature, sera propose afin decontribuer lintgration dun modle, dans CEDRE, permettant de rendre compte de cesphnomnes diphasiques. Finalement, cette mthodologie sera transfre Turbomeca pourson application aux foyers de turbomachines dhlicoptre.

1.4. Organisation du mmoire

Les rsultats de la veille bibliographique mene sur la dure de cette thse sont prsentsdans les deux chapitres qui suivent. Le chapitre 2 dresse une revue des expriences de

8 Chapitre 1 Contexte de ltude

RANS

Stabilit Flamme

Transport Noyau

Essais Allumage

Phase Gazeuse

Sol/Alti.

L.E.S.

moyennes et

C. limites

valeursPhase Liquide

fluctuantes

C. Validation

Exprience

Biblio.

Confrontations

Fig. 1.5. Organisation du travail de thse

rfrence et de validation trouves dans la littrature et le chapitre 3 fait un tat de lart desphnomnes dallumage et leur modlisation numrique.

Le corps du manuscrit est articul autour de trois grandes parties. La premire partieprsente lensemble des campagnes exprimentales menes pour la constitution de cettebase de donnes. Ces premiers chapitres font la description des moyens mis en uvreainsi quun rappel des principes fondamentaux et aspects pratiques de la mise en place destechniques de mesure optiques utilises. Enfin, une analyse des rsultats exprimentauxobtenus est propose.

La seconde partie traite de la formulation du modle dallumage, des mthodes num-riques mises en uvre et de sa validation sur un cas acadmique.

La troisime partie prsente les dveloppements raliss pour lamlioration de loutilnumrique et les rsultats obtenus par simulation numrique. Lintgration du modledallumage dans CEDRE est dtaille, ainsi que les lments de synthse bibliographiqueconduisant la formulation du modle dinteraction goutte/paroi intgr dans CEDRE.Les derniers chapitres comparent les rsultats numriques et exprimentaux et donnent lesconclusions de ce travail.

Afin damliorer la lisibilit du mmoire, des annexes prsentent des plans et sch-mas complmentaires, des dtails de certains calculs, les donnes physiques utilises ainsique larticle qui a t publi en 2006 compltant la description du modle dinteractiongoutte/paroi.

Chapitre 2

tat de lart sur les expriences de rfrenceen combustion monophasique et diphasique

2.1. Dfinitions

Dans le cadre des coulements turbulents gazeux ractifs, les coulements en girationfont lobjet de nombreuses tudes de part leur utilisation rcurrente dans les systmes decombustion. En effet, le mouvement de giration ou swirl, est souvent recherch pour lam-lioration du mlange et la stabilisation de flamme. Une revue trs complte sur les phno-mnes inhrents est faite par Lucca-Negro et ODoherty (2001) et un rsum des tudes surleur interaction avec la combustion est faite par Syred et Beer (1974) puis Syred (2006). Cestudes portent une grande attention une instabilit hydrodynamique particulire accom-pagnant souvent ce type dcoulement, le Precessing Vortex Core, PVC, notamment soninteraction avec les instabilits de combustion.

2.1.1. Repres

On dfinit le repre galilen li linjecteur RI (OI,~ex,~ey,~ez) (donc au laboratoire) enposant

~ez dans le sens de la verticale du lieu ; ~ey la direction dbitante de linjecteur (horizontale) ; ~ex la direction telle que (x, y, z) soit une base directe ; le point OI est au centre du fond de la chambre.

De part la symtrie cylindrique souvent rencontre, les coulements giration sont souventtudis dans un repre cylindrique local, (OI,~er,~e

q

,~ey), avec

le point OI pris au centre de la surface dbitante. ~ey la direction dbitante de linjecteur ; ~er la direction centripte dans le plan normal ~ey ; ~e

q

la direction telle que (r, q, y) soit une base directe ;

La direction ~ey sera appele direction axiale, ~er radiale et ~eq

ortho-radiale ou tangentielle.

2.1.2. Nombre de Swirl

Le nombre de Swirl est dfini comme le rapport du flux axial de quantit de mouvementtangentielle G

q

Gq

=Z R1

0rguzu

q

2pr2dr (2.1.1)

9

10 Chapitre 2 tat de lart sur les expriences de rfrence en combustion monophasique et diphasique

au flux axial de quantit de mouvement axiale, corrig par la pression,

Gz =Z R1

0rg

u2z u2

q

2

2prdr, (2.1.2)

Ce terme de pression est souvent nglig, soit

Gz 'Z R1

0rgu2z 2prdr (2.1.3)

et on dfinit S, en notant Ri le rayon de sortie de linjecteur,

S =G

q

RiGz. (2.1.4)

Les deux flux Gz et Gq

sont intgrs sur le rayon R1 de la section transversale du jet,suppose circulaire.

Le nombre de Swirl mesure lintensit du mouvement de rotation par rapport la quan-tit de mouvement axiale. Notamment, au-del dune valeur critique S? = 0, 6, le noyaudu tourbillon clate pour former la zone de recirculation centrale, responsable de tous leseffets bnfiques du swirl.

Fig. 2.1. Topologie dcoulement en fonction du nombre de Swirl, daprs Le-febvre (1983).

2.2. Les montages de rfrence pour la validation de simulations numriques

2.2.1. Brleurs de rfrence pour les validations lmentaires

Le rseau TNF (Barlow, 1996) est une collaboration internationale, dbute en 1996,donnant un cadre aux recherches exprimentales et numriques dans le domaine prcis dela combustion non prmlange et partiellement prmlange, avec un intrt particulier

2.2 Les montages de rfrence pour la validation de simulations numriques 11

pour les problmatiques fondamentales dintraction entre ractions chimiques et turbu-lence dans des flammes gazeuses. Les principaux objectifs sont

(1) de dvelopper, sur Internet, une base de donnes exprimentale trs dtaille, surdes configurations bien dfinies, pour la validation des modles numriques et lacomprhension des phnomnes lmentaires de combustion en coulement tur-bulent ;

(2) de proposer un cadre collaboratif pour confronter les rsultats exprimentaux auxsimulations numriques et dvelopper des synergies ;

(3) didentifier les problmatiques porteuses pour les futurs dveloppements expri-mentaux et numriques.

La base de donnes sarticule autour de quatre flammes-type, de complexit croissante,

des flammes de jet simples (figure 2.2.a) ; des flammes de jet pilotes (figure 2.2.b) ; des flammes de culot (figure 2.2.c) ; des flammes de culot avec giration (figure 2.2.d).

(a) jet simple (b) jet pilot

Fuel Delivery

Co-flo

w 15

0mm

x 150

mm

Ceramic Bluff-Body Face, 50mm

Central Fuel Jet

(c) culot

Bluff-Body Face, 50mm

Central Fuel Jet, 3.6mm

Annular Shroud, 60mm

1/2 Fuel Delivery

3x Tangential Air Injectors,7mm, inclined 15

3x Wire Mesh plusFlow Straightener

Main Axial Air Inlets

(d) culot avec swirl

Fig. 2.2. Brleurs du rseau TNF (Barlow, 1996)

Les diagnostics optiques utiliss sont trs varis et vont des mesures de vitesse du gazaux mesures de temprature et de concentration despces travers la flamme. Ces confi-gurations, trs simples, sont plutt orientes vers le dveloppement et la validation demodles de combustion en coulement turbulent.

Le travail de Dwel et al. (2007) propose, dans le mme esprit, une base de donnestrs complte sur la combustion dun brouillard dthanol dans un coulement co-courantlaminaire (figure 2.3). Le brouillard est caractris laide de mesures ponctuelles de tailleet vitesse des gouttes par phase-Doppler et de mesures de champ de diamtre par diffusionde Mie et fluorescence induite par laser (LIF). La temprature du liquide est mesure parla technique LIF deux couleurs (Lavieille et al., 2001) et celle du gaz, par LIF sur NO.

12 Chapitre 2 tat de lart sur les expriences de rfrence en combustion monophasique et diphasique

Fig. 2.3. Brleur diphasique de Dwel et al. (2007).

On regrette, cependant, que le brouillard nait pas t confin. En effet, le brouillardinteragissant avec lcoulement gazeux, la simulation de cette configuration ncessite lamise en place dun calcul diphasique en couplage bilatral, sur un maillage adquat. On seheurte alors la difficult dimposer des conditions aux limites ralistes tenant compte delentranement de lair par le gicleur dans la pice : o placer la limite du domaine et queltype de condition aux limites y imposer ?

La validation des simulations numriques multi dimensionnelles (2D ou 3D) dans desgomtries complexes ncessite une matrise trs fiable des conditions opratoires, en loc-currence le point de fonctionnement, ainsi que des conditions aux limites.

Le dveloppement rapide des moyens informatiques pour la simulation numrique etlutilisation croissante de cet outil dans lindustrie, pour rduire le nombre dessais au bancainsi que la dure du cycle de conception de nouveaux prototypes, ont motiv le dve-loppement du calcul scientifique massivement parallle sur des gomtries trs complexes.Ce dveloppement doit saccompagner dune forte progression des mthodes exprimen-tales de validation dans ce cadre trs spcifique. On dnombre ainsi, dans la littrature,quelques montages exprimentaux qui se trouvent dans un niveau de complexit interm-diaire, entre lexprience fondamentale et lapplication industrielle en conditions relles.Dvelopps pour la validation des grands codes de calcul, ils permettent une matrise trsfine des conditions opratoires et mettent en uvre des diagnostics optiques de pointe.

2.2.2. Montages de rfrence pour la validation macroscopique en coulement gazeux

Deux montages exprimentaux de rfrence pour la validation des grands codes de cal-cul, dans le cadre de ces coulements giration, ont retenu notre attention. Lun se trouveau T.U.D1 Darmstadt et lautre, au D.L.R2. Notons que ces expriences ont t exploitesdans le cadre de deux programmes europens du Cinquime Programme-Cadre de la Com-munaut Europenne pour des actions communautaires de recherche, de dveloppement

1T.U.D, Technische Universitt Darmstadt, Darmstadt, Allemagne2D.L.R, Deutsches Zentrum fr Luft- und Raumfahrt, Stuttgart, Allemagne

2.2 Les montages de rfrence pour la validation de simulations numriques 13

technologique et de dmonstration (1998 - 2002), MOLECULES3 pour le montage du T.U.D,et PRECCINSTA4 pour le montage du D.L.R.

reducing the upwind contribution to 10%. All the LESwere run with almost pure central differencing(a 0:95). The time step width was chosen to give aCFL number of the order of five for the U-RANS. Forthe LES the time step width was smaller by a factor of10 to resolve all turbulent fluctuations down to the grid-scale eddies.

3. Experimental and numerical setup

The flow configuration investigated in this paper isbased on a non-premixed swirl-burner that has beenextensively studied in the well-known TECFLAM-pro-ject (see e.g. Schneider et al. (2001)). Recently, the setuphas been changed to investigate length and time scales inpremixed combustion. A set of isothermal air flowmeasurements have also been performed in the course ofthis investigation which are used within this paper.

The experimental setup consists of a movable blocktype swirler which feeds an annulus from which the airflow enters the measurement section at ambient pressureand temperature. The Reynolds number is computedbased on the bulk velocity and bluff-body diameter.Three cases were investigated experimentally in whichthe (geometrical) swirl number was set to S 0:75. Twocases were selected for this paper which will be referredto as the 30 and 150 kW cases (according to the thermalpower for premixed operation of the burner). TheReynolds numbers Re and mass flow rates _V of the twocases are given in Table 2.

A coflow of 0.5 m/s surrounds the swirler device. Asketch of the device is given in Fig. 1. Single-pointmeasurements were performed with a TSI 2d-LDV setupthat was used in backscatter mode to determine twovelocity components at a time. Magnesium oxide par-ticles of less than 1 lm diameter were used to seed theflow. For the evaluation of mean values and fluctuationsroughly 10 000 events were sampled. The overall errorfor the experimental data is estimated to be within 3%for the mean values and 7% for fluctuations. Two-pointmeasurements were also performed where one probewas kept fixed while the other probe was traversed. Allthe samples collected with the fixed probe (a total of1.5 106) went into the computation of the temporalautocorrelation and power spectral density which wasused to determine the vortex core frequency. The two-point correlations computed from the data collectedthus are not presented in this paper.

The computational domain was shaped cylindricallybeing 600 mm long with a diameter of 600 mm. Free slipboundary conditions were applied to the lateralboundaries and a zero gradient outflow condition wasset for the face surface. First simulations were per-formed with the inlet boundary being flush with theswirler exit plane, prescribing experimental data taken at1 mm above the swirler exit as inlet boundary condi-tions. No instable behavior could be obtained though bydoing so. Therefore the swirler device was included inthe computational domain. Hence, the inlet boundarywas moved to the inlet channels of the swirler device.The swirler was first resolved with 8 cells in the radialdirection resulting in a grid with a total of "500 000cells. After doing so, an unstable behavior of the ex-pected kind was observed in the simulations, but due tounsatisfactory results in the near-nozzle region the reso-lution of the swirler was then doubled to 16 points in theradial direction. This increased the total number of gridpoints to "800 000. A picture of the grid that was usedto model the swirler is given in Fig. 2.

Since the swirler device is fed from a plenum cham-ber, a constant radial inflow velocity was set on the inletboundary which was adjusted to result in the correctmass flow for the two cases.

Table 2The two cases investigated in this paper

30 kW 150 kW

Re 10 000 42 000_V (m3/h) 35.54 174.55

Fig. 1. Sketch of the movable block swirler device and dimensions (inmm). The coordinate system used throughout the rest of the paper isattached to the centre of the bluff-body surface.

Fig. 2. The computational grid used to model the movable blockswirler device.

B. Wegner et al. / Int. J. Heat and Fluid Flow 25 (2004) 528536 531

4. Results and discussion

4.1. Flow structure

Due to the single-point nature of the LDV technique,no information about instantaneous flow structurescould be obtained from the experimental data. This kindof information can be obtained from the LES. Fig. 3shows instantaneous snapshots from the LES flow fieldcovering one revolution of the precessing vortex core.The flow features that can be observed are:

The central reverse flow zone performs a precessionmotion around the bluff-body of the swirler device.

The recirculation reaches upstream into the swirlerdevice. This explains why the first simulations per-formed without the swirler failed to predict any un-steady behavior of the flow.

Two opposed helical vortices shed off the outsideedge of the swirler exit. They rotate with the same fre-quency as the recirculation bubble.

As is shown by Fig. 4, the U-RANS clearly capturesthe precessing vortex core: a rotating movement of thevortex centre about the systems geometrical axis can beobserved. It is noteworthy that no converged stationarysolution could be obtained which also indicates theunsteady nature of the flow under consideration. Whencomparing the U-RANS results to phase averaged LESdata both methods show the same qualitative overallflow behavior (Fig. 5). The reader should not get irri-tated from the different spacing and number of thevectors in Figs. 4 and 5. The vectors from the U-RANSare plotted directly at the grid nodes while the LES datawere interpolated to a coarser grid on which the phaseaveraging was performed in a post processing step.

5. Velocity and fluctuation profiles

Radial profiles of time averaged axial and azimuthalvelocity as well as the turbulent kinetic energy for bothcases are shown in Figs. 611. Both LES and U-RANSsimulations capture the experimental mean velocityprofiles quite well. Near the swirler exit the RSM giveseven better results than the LES. Since the RSM in-

Fig. 3. Isosurfaces of instantaneous axial velocity u "0:5 m/s takenfrom the LES of case 30 kW showing the flow structure covering onerevolution of the vortex core (taken from Wegner et al. (2004)).

Fig. 4. Sequence of snapshots (top left to bottom right) taken from theU-RANS of the 30 kW case showing vector plots of velocity in a planex 30 mm. The swirler annulus is indicated by the two concentriccircles. The approximate instantaneous vortex centre and precessiondirection are also indicated.

Fig. 5. Plot of phase averaged velocity vectors from the LES (30 kWcase) in a plane x 30 mm, confirming the structure seen in the U-RANS (Fig. 4).

532 B. Wegner et al. / Int. J. Heat and Fluid Flow 25 (2004) 528536

Fig. 2.4. Injecteur du montage du T.U.D et simulations L.E.S de Wegner et al.(2004). Les canaux de cet injecteur peuvent tourner pour faire varier le nombrede swirl gomtrique.

Wegner et al. (2004) conduisent des calculs U-RANS et LES de lcoulement gnr parlinjecteur de la figure 2.4 en atmosphre non confine. Ils dfinissent un maillage cylin-drique de 600 mm de long par 600 mm de diamtre et y incluent la gomtrie interne autourbillonneur, sans quoi le calcul ne capture pas linstabilit P.V.C. Ils valident les simula-tions sur des profils de vitesse par L.D.V deux composantes, avec un ensemencement pardes particules doxyde de manganse (d 6 1 m), diffrentes stations en aval de linjec-teur, et montrent que lapproche U-RANS peut galement capturer le P.V.C. Les mesuresLDV sont galement utilises pour calculer les spectres, par autocorrlation, sur une plagede frquences allant jusqu 1000 Hz, mettant en vidence un pic 50 Hz imput laprsence du P.V.C.

Freitag et al. (2006) ralisent des calculs D.N.S sur cette mme configuration (figure 2.4)et compltent la base de donnes par des mesures ponctuelles par diffusion Raman de laconcentration de mthane en coulement inerte (utilis comme scalaire passif).

Janus et al. (2007) ralisent une tude exprimentale similaire avec un injecteur bas surun concept de TURBOMECA et trs similaire celui qui fait lobjet du prsent manus-crit. Afin de retrouver des conditions aux limites semblables celles rencontres dans uneturbomachine, les auteurs ralisent les mesures lintrieur dun tube flamme de formecylindrique mais prsentant des accs optiques plans (voir figure 2.5.b). Afin de refroidirles hublots, la chambre est constitu de deux parois, avec un tiers du dbit entrant servantau refroidissement de la paroi interne, et se mlangeant au flux principal en aval de la zonedtude seulement, do labsence de film cooling. Le tout fonctionne lintrieur duneenceinte permettant daugmenter la pression jusqu 10 bar. Lcoulement gazeux a t ca-ractris par L.D.V deux composantes et un ensemencement par des particules doxydede magnsium. La structure de flamme a t tudie par des plans L.I.F sur le radical OHet un traitement dimage permet destimer la densit volumique moyenne de surface deflamme dans le plan du laser.

3MOLECULES, Modeling Of Low Emission Combustors Using Large Eddy Simulations4PRECCINSTA, PREdiction and Control of Combustion INSTAbilities for industrial gas turbines

14 Chapitre 2 tat de lart sur les expriences de rfrence en combustion monophasique et diphasique

For measurements in combustors, however, thesetechniques naturally require a suitable opticalaccess and not all of them are applicable at all.The design of any glass combustor is thereforealways a compromise between diagnostic con-straints and technical practice. Examples for theseconstraints are single nozzles [810] or maximalsegments of an annular combustor [11], fuel surro-gates especially for aero-engine studies [8,12], ormodified combustor geometries [13,14] and modi-fied secondary air inlets due to the optical access.

Despite the progress in laser diagnostics andtheir wide use in open lab-scale flames, compara-tively few studies report on gas turbine combustorapplications. Most of these studies focus on thedetermination of single phenomena such as opti-mization of fuelair mixing in premixed combus-tors [15,16], investigations of sprays for LPPcombustion [14,1720], OH laser-induced fluores-cence (LIF) imaging [14,2126], thermometry bycoherent anti-Stokes Raman spectroscopy(CARS) [9,18,27,28], flow field studies [4,9,14,24,29], or feasibility studies for spontaneousRaman scattering [4,30,31] and two-photon LIF[32]. These studies are exceptionally importantfor an improved understanding of combustor per-formance and a rapid technological progress. Inview of validation of comprehensive numericalsimulations, however, these studies lack frominsufficient data on both flow and scalar field.Similar to the improved understanding of turbu-lent non-premixed combustion carried to a majorextent by the TNF workshop [1], comprehensivedata sets for semi-technical conditions (elevatedpressure, more realistic nozzle geometry, higherthermal loads, enclosure, see for example [33])are needed analogously.

The present study aims to track this goal. Anoptically accessible model gas turbine combustorsequipped with a single generic nozzle is operatedat pressures up to 6 bar. The combustor inflowconditions and the downstream flow field areinvestigated in terms of laser Doppler velocimetry(LDV). One focus is on LDV time-series measure-ments that yield the identification of coherent flowmotions superimposed to turbulent fluctuations.Qualitative planar LIF measurements of the OHradical are exploited to quantify structural prop-erties such as lift-off height, flame apex angle,and flame surface density. CARS thermometry iscurrently prepared and will be published in asubsequent paper.

2. Experimental methods

2.1. Nozzle, model combustor, operationalconditions

The generic nozzle shown in Fig. 1 was basedon a design by TURBOMECA. An axi-symmetric

gaseous fuel jet ( = 4 mm) penetrated into a con-centric 30 mm wide swirling combustion air flowthat was preheated electrically (623 K). Therounding-off at the outer rim of the original nozzlewas replaced by right-angled edges as obviousfrom Fig. 1. Although this measure changes flu-id-dynamics significantly, computational meshesunderlying any numerical simulation canreproduce this simplified geometry more precisely.Swirl in the air flow was generated by tangentialvanes. The theoretical swirl number usinggeometrical design parameters was 1.2. The nozzlewas operated close to the lean blow-off limit atthree different combustor pressures as reportedin Table 1. Although desirable, operation at1 bar was impeded due to too large flame lift-offheights resulting in extinction. Air mass flow rateswere scaled according to a pressure drop ofDp/p = 3% across the nozzle resulting in identicalbulk velocities for all operational conditions.Residence times in the region of interest were inthe order of a few ms which is comparable torealistic conditions. More experimental detailsand corresponding non-reacting flow conditionsare reported in [34,35].

The optically accessible modular combustorprovided boundary conditions similar to gas tur-bines. As detailed in [34,35], it consisted of a dou-ble-walled air cooled flame tube ( = 120 mm)encased in a pressure vessel. No film cooling insidethe flame tube was necessary that may have dis-turbed flow and scalar fields. Dried and filteredair from two screw compressors (Atlas Copco)was split into combustion and cooling air at aratio of 1:3. Cooling air was necessary to chillthe quartz plates used for the optical access.Downstream it was mixed into the exhaust. Usinga back pressure valve in the exhaust duct the

Fig. 1. Sketch of the generic nozzle (distorted).

Table 1Operational conditions; equivalence ratio, combustionair temperature, and fuel temperature were constantly0.8, 623, and 373 K, respectively

Pressure 2 bar 4 bar 6 bar

Combustion air mass flow 30 g/s 60 g/s 90 g/sReAir 46,000 92,000 138,000ReFuel 33,000 67,000 100,000

3092 B. Janus et al. / Proceedings of the Combustion Institute 31 (2007) 30913098

(a) Injecteur

ISABE 2005-1060

Copyright 2005 by the American Institute of Aeronautics and Astronautics Inc. All rights reserved

Turbomeca and CERFACS gathered their know-how to assess LES predictions in the context of aindustry-like configuration. The test rig facility isrunning at Darmstadt University and is mountedwith a Turbomeca burner. The target fuel is in thisstudy methane and the specificity of the set-up isthe fully segregated injection approach: air and fuelare injected separately. Measures were obtained forthe cold and reacting cases [3]. LES is gaugedagainst the data for these given operating points. Atthe occasion, the influence of the chemical schemeto be employed along with LES is presented. Adescription of the target geometry is first givenalong with the operating conditions to be simulated.Following is a brief presentation of the computa-tional choices: LES models, domain of computation,grid characteristics, BCs and chemical schemes.The results section then offers assessment of LESresults against mean experimental data for the coldand reacting cases.

Flow structures are evidenced and characteristicfrequencies are compared to the experimentalsignals. Finally implications of the chemical schemeto be employed with LES are addressed beforeconcluding remarks on this work and the potentialof LES for future use in industry.

EXPERIMENTAL SETUP

Figure 1 illustrates the experimental set-up whileoperating in the reacting condition. The instrumen-tation of the test rig offers access to various quanti-ties such as velocity, concentration and tempera-ture at various locations in the flow field.

Fig. 1: Instantaneous view of Darmstadts test rigrunning for the reacting condition.

These data are supplemented with temporalmeasurements to evaluate structure frequenciespresent in the flow. Details on the measurementtechniques and the data gathered on the rig aregiven in [3]. The operating conditions to besimulated by LES are the following:

! Pressure : 2 bars (absolute)! Temperature : 623 K for the air, 298 K for the

methane! Air mass flow rate : 30 g/s! Methane mass flow rate : 1.4 g/s (equivalence

ratio : 0.8)

NUMERICAL APPROACH

The LES Approach

Turbulent flows are known to contain large rangesof scales. These scales, although not clearly de-fined mathematically, have been repeatedly evi-denced in experimental measurements or DNS andLES. The large scale phenomena are usually asso-ciated with vortical structures whose dimensionsare of the order of the domain size. The evolution ofthese scales is governed by the geometry of thecombustion chamber and they carry most of theturbulent kinetic energy. The smaller scales haveon the other hand a relatively short range ofinfluence and are believed to behave in a moreuniversal way. Contrarily to RANS where all scalesneed to be modelled, LES filters out the small uni-versal scales and aims at simulating only the dy-namics of the large scales. The modelling is easedthanks to the universality of the physics governingthe small scales. It yields an approach which isflexible and well suited to simulate cases encoun-tered in the industry where large scale phenomenaare known to be very important.

Computational Characteristics

The simulations have been conducted at the sameoperating conditions as in Darmstadt experiments.The geometry is shown on Fig. 2. The main fea-tures of the injector are, from left to right:

! a annular plenum for the air supply,! tangential slots to induce a swirled motion of

the air injected,! a central fuel injection,! a cylindrical combustion chamber (cut by

three visualisation windows),! a convergent at the outlet section.

Fig. 2: Computational domain considered for LES ofthe Darmstadt test rig.

All parts of the geometry were taken into account inthe computational domain. The air supply is in-cluded in the domain to allow the calculation of theflow inside the swirler, thus having almost noinfluence from the inlet boundary conditions on thecalculated flow. The inclusion of the air andmethane supply in the domain drive the cell sizes tohave an accurate representation of the flow at theselocations.

(b) Domaine de calcul

independent of the Reynolds-number. This is inaccordance to observations by [41] in non-reactingswirling flows.

Separate from these characteristic frequenciesthe PSDs show a typical shape of fully developedturbulence. Due to the finite slot width Dt used inthe data post-processing, the inertial sub-rangecan be resolved only partly and the dissipationrange is not accessible at all. Higher seeding den-sities to access higher data rates and thereby high-er temporal resolution, however, are prohibitiveas they would have changed the flame appearance.The finite sized probe volume acts additionally asa spatial filter suppressing high frequencies. Focallengths of sending and detection optics in connec-tion with forward scattering are already designedfor an exceptional small probe volume size.

The reason for the observed characteristic fre-quencies is multifarious. The high frequencies of1290 and 2920 Hz are associated with high shear.Based on PIV measurements at the identical noz-zle geometry within a water channel [42], thesemeasured coherent motions are caused most likelyby a pair of rotating vortex filaments. These vor-tex filaments spin around the centreline giving riseto the high frequency peaks in the PSDs. The pairof vortex filaments is probably formed at the sep-aration of the annular air flow upstream the recir-culation bubble reaching back into the nozzle.Direct numerical simulations (DNS) [43] as wellas large eddy simulations (LES) [44] of non-react-ing swirling flows have shown very similar pairs ofvortex filaments.

The lower frequency of 480 Hz is not associat-ed with the presence of a shear layer. It is presentin the fuelair mixing zone upstream the flamefront (compare next section). It is speculated thatthis frequency is linked to an axial oscillation ofthe heat release zone. In the corresponding non-reacting cases [34,35], it was not observed at all.However, further experimental investigationsusing for example high-speed PIV will be neces-sary to provide a more sound explanation of thisobservation.

Far downstream at x = 50 mm a very weakoscillation associated with a frequency of 75 Hzis observed (no PSD shown). This frequency ismost likely caused by a precessing vortex core(PVC). PVCs have been often observed in swirlingflows and are linked to central recirculation zones[45]. Compared to vortex filaments, PVCs in gen-eral exhibit much lower frequencies. In the presentcase the PVC is clearly detached from the nozzle.This is due to the high momentum of the centralfuel jet and was not observed for nozzle geome-tries without a central jet [7].

3.2. Flame structure

The flame burns detached from the nozzle.This can be clearly seen from Fig. 5 (left) showing

the mean OH distribution superimposed to theaxial and radial vector plot. Mixing studies usingacetone tracer PLIF [34,35] revealed that theprobability of stoichiometric conditions are highin the vicinity of the mean stagnation point andcoincide with the OH-onset. Although the feed-in of fuel and air is non-premixed, the presentflame burns most likely in a (partially) premixedmode. This is well known for unconfined liftednon-premixed jet flames.

The influence of rising pressure on the meanOH distribution along the centreline is shown inFig. 5 (right). Mean stagnation point and OH-on-set move upstream with increasing pressure. In thelimit of the experimental uncertainty this axialshift scales linearly with the pressure. Increasedturbulence intensity is expected at largerReynolds-numbers and combustor pressures(cf. Table 1). As the flame is burning very closeto premixed conditions, the turbulent burningvelocity will increase with flame surface area(compare Fig. 6) and turbulence intensity.Because the bulk velocity is constant for all threeoperational conditions, the lift-off height decreas-es with increasing combustor pressure.

Fig. 5. Left: Mean OH distribution superimposed tovector plot showing mean axial and radial velocitycomponents. Right: Normalized mean OH profile alongcentreline for various combustor pressures.

0,0 0,2 0,4 0,6 0,8 1,0 0,0 0,2 0,4 0,6 0,8 1,0

0,000

0,075

0,150

0,225

0,0 0,2 0,4 0,6 0,8 1,00,000

0,075

0,150

0,225

0,0 0,2 0,4 0,6 0,8 1,0

a

p=2 bar exp. data Polynom 2. order Polynom 4. order

xy[m

m-1]

b

p=6 bar exp. data Polynom 2. order Polynom 4. order

d

p=2 bar p=4 bar p=6 bar

c

p=4 bar exp. data Polynom 2. order Polynom 4. order

xy[m

m-1]

Fig. 6. Flame surface density as function of meanreaction progress.

B. Janus et al. / Proceedings of the Combustion Institute 31 (2007) 30913098 3095

(c) Mesures LDV et OH

ISABE 2005-1060

Copyright 2005 by the American Institute of Aeronautics and Astronautics Inc. All rights reserved

large structures generated by the swirler. Figure 4shows a planar cut at z = 0, with velocity contoursand the zero axial velocity line. This last criterionindicates the instantaneous position and size of therecirculation zones. One can observe that the flowis detached on the swirler inner part before theinjector outlet section. This is clearly related to thePVC observed in highly swirled flows [4].

Fig. 4: Instantaneous view of the axial velocity fieldin the xy-plane as obtained for the cold flow LES.The black line denotes the zero axial velocity iso-

line and delimits the recirculation zones.

Two recirculation zones appear in the combustionchamber, a central one positioned on the chambercentral axis and an external annular one. Thepenetration of the central methane jet is opposed tothe axial recirculation zone generated by theswirling flow. This structure is in accordance withthe observations of Darmstadt University.

The rotation of the PVC is clearly captured by theLES code, as presented in the Fig. 5-a. The peaksignal frequency of approximately 1380 Hz basedon the axial velocity before the outlet of the swirler,Fig. 5-a, is to be compared to the Darmstadtreported value of 1375 Hz.

Correlation functions for four signals taken beforethe outlet of the swirler near the inner cone (each

!/2 apart) confirms the rotation of the detachment

on the cone, Fig. 5-b. The associated time lags are

precisely captured: 41.6 !s for !/2, and 177.6 !s for

the auto-correlation. The frequency reconstructedfrom the auto-correlation function is around5650 Hz, which is as expected: approximately 4times the single signal frequency, Fig. 5-a.

100 1000 10000Frequency (Hz)

0.1

1

10

100 u[m.s

-1]

a)

0 100 200 300 400 500 600 700time lag (s)

0

0.5

1

1.5

2

2.5

3

3.5

arbitrary units

Correlation de la vitesse en amont du nez (detachement tournant) u[m.s

-1]

b)

Fig. 5: (a) Frequencies and (b) correlation functionsobtained by LES for the PVC.

Figure 6 shows comparisons between theexperimental data and the simulation. The meanand fluctuating axial velocity profiles across thecombustion chamber are gauged. The averaginghas been carried out on 150,000 iterations or0.024 s of simulation time, ensuring sufficientconvergence of the first order statistical moments.The 2

nd order moments (fluctuating values) may not

have completely converged, especially on the axisof the combustion chamber, where the mean valuesare very small, and the time scales very long. Onecan see that the axial velocity profiles computedmatch very well the measured ones, Fig. 6-a. Theexpansion angle of flow from the injector isreproduced (slightly underestimated by the code),as well as maximum levels. Concerning thefluctuating velocities, the comparison between thenumerical and experimental results, Fig. 6-b,indicate more discrepancies. The general trendsare well reproduced with an overestimation of thefluctuation levels by the simulations (at the first axialpositions).

(d) Simulation LES

Fig. 2.5. Deuxime injecteur du T.U.D (daprs Janus et al., 2007) bas sur unconcept de TURBOMECA et simulation numrique L.E.S de Bissires et al.(2005) (programme europen MOLECULES).

En ce qui concerne le montage du D.L.R (figure 2.6), il permet de mettre en uvredeux chambres diffrentes. La premire (figure 2.6.a) fonctionne pression atmosphriqueet propose des accs optiques trs tendus. La deuxime fonctionne haute pression (fi-gure 2.6.b) et est quipe dun systme de refroidissement des accs optiques par film coolinget dun systme de dilution par jets transverses, mi-hauteur de la veine, dfinissant unezone primaire de combustion. Divers injecteurs sont alors tudis, avec une ou deux vrillesainsi que diffrentes formes de diffuseur, aigs ou arrondis.

Les diagnostics optiques utiliss, trs varis, comportent des mesures de vitesse du gazpar L.D.A, PIV et DGV ainsi que des mesures de temprature et de concentration despcespar diffusion Raman et CARS.

Eggels et Hassa (2005) comparent les mesures 2 bar des simulations RANS et LES.Dans le cadre du programme europen PRECCINSTA, Roux et al. (2005) comparent des si-mulations numriques LES aux mesures par LDA ralises dans la mme chambre bassepression quipe dun injecteur simple vrille et prmlang. Dans cette tude, non seule-ment les profils de vitesse moyenne et fluctuante sont compars, mais aussi les frquencesacoustiques, o laccord entre les rsultats de simulation et la mesure par microphonepermet dattribuer les fortes fluctuations linstabilit hydrodynamique PVC (PrecessingVortex Core) rencontre dans ce type de gomtrie et difficile mettre en vidence par voieexprimentale.

Weigand et al. (2006), Willert et al. (2006) puis Meier et al. (2006) sintressent plus par-ticulirement la caractrisation exprimentale dtaille de trois flammes pauvres, une

2.2 Les montages de rfrence pour la validation de simulations numriques 15

P. Weigand et al. / Combustion and Flame 144 (2006) 205224 207

sured by 3-D LDV, the flame structures by PLIF of

OH and CH, and the joint probability density func-

tions (PDFs) of temperature, major species concentra-

tions, and mixture fraction by laser Raman scattering.

Three flames with different characteristics were in-

vestigated: flame A was operated at a specific power

rate of 42.4 MW/(m3 bar) that is comparable to the

values of aeronautical or modern aero-derivative in-

dustrial gas turbines, which are operated around 25

to 70 MW/(m3 bar); flame B was chosen at a power

rate of 12.5 MW/(m3 bar) that is comparable to most

industrial gas turbines, which are operated at 5 to

20 MW/(m3 bar); and flame C was operated at the

same airflow as flame B but with reduced fuel sup-

ply close to the lean extinction limit (with a power

rate of 9.2 MW/(m3 bar)). This is of interest because

modern gas turbines in power plants are operated un-

der extremely lean conditions to meet the emission

limits. In addition, the flames were operated at three

different equivalence ratios to investigate the stabi-

lization of the flames. Flame A with an equivalence

ratio of = 0.65 burned stably, whereas flame B( = 0.75) emitted strong thermoacoustic noise, andflame C with = 0.55 operated close to the blowofflimit and randomly experienced sudden liftoff and

reestablishment of stable operation.

The advantage of the combustor setup used was

the excellent optical access to the flame zone, en-

abling the collection of information from the whole

area around the flame zone in a burner that is close

to technical application. In particular, the detailed

velocity measurements at the nozzle exit result in

well-defined boundary conditions, which are impor-

tant for numerical methods. One major goal of the

work was the detailed experimental analysis of the

flames to gain deeper insight into, e.g., the mixing

and stabilization processes, the shape of the reaction

zones and the regions of heat release, and effects of

turbulencechemistry interactions. The second goal

was the establishment of a comprehensive database

which can be used for the verification and improve-

ment of combustion simulation codes. The present

article focuses on flow fields, on the distribution of the

temperature, the major species concentrations and the

mixture fractions, and on the instantaneous and mean

flame structures. The turbulencechemistry interac-

tions, which play an important role in these flames,

are discussed in a second article [32]. The thermoa-

coustic oscillations of flame B were analyzed previ-

ously by phase-resolved measurements [3335]. The

results from those investigations represent a supple-

ment of the measurements without phase resolution

presented in the current article, and some of the find-

ings are used here to support the discussion of the

characteristics of flame B.

2. Experimental

2.1. Combustor and flames

The gas turbine model combustor is schematically

shown in Fig. 1. The burner was a modified version

of a practical gas turbine combustor with an air blast

nozzle for liquid fuels [36]. Co-swirling dry air at

room temperature was supplied to the flame through a

central nozzle (diameter 15 mm) and an annular noz-

zle (i.d. 17 mm, o.d. 25 mm contoured to an outer

diameter of 40 mm). Both air flows were fed from

a common plenum with an inner diameter of 79 mm

and a height of 65 mm. The radial swirlers consisted

of 8 channels for the central nozzle and 12 chan-

nels for the annular nozzle. The ratio of the air mass

flows through the annular and central nozzle was ap-

proximately 1.5. Nonswirling CH4 was fed through

72 channels (0.5 0.5 mm), forming a ring betweenthe air nozzles. Compared with an annular nozzle

for CH4 with a slit width of 0.05 m), indi-cating the acoustic nature of the pressure fluctuations

in these regions. However, in the swirler and in the

first half of the chamber (0.05 m < x < 0.05 m),the pressure fluctuations given by LES are larger than

the acoustic predictions of the Helmholtz solver: these

fluctuations are due to the PVC at 540 Hz. The PVC

Fig. 16. Pressure fluctuations amplitude obtained by LES

(circles) and acoustic analysis (solid line) code for cold

flow.

acts acoustically like a rotating solid placed in the

flow: this dipole radiates weakly outside of the cham-

ber. This explains why the acoustic mode at 360 Hz

is visible and unaffected in the plenum and in the ex-

haust.

High levels of RMS velocity are found also in the

swirler (not shown here) confirming the requirement

for an entrance to exhaust computation: there is no

section in the swirler or in the chamber inlet which

could possibly be used to specify inlet boundary con-

ditions and reduce the size of the computational do-

main.

In summary, for cold flow, two modes coexist: a

low-amplitude acoustic (3/4 wave) mode at 360 Hz

everywhere in the device and a strong hydrodynamic

mode at 540 Hz due to the PVC, localized near the

burner inlet (0< x < 5 cm).

6. Reacting flow

The reacting case corresponds to an equivalence

ratio of 0.75, an air flow rate of 12 g/s, and a ther-

mal power of 27 kW. A snapshot of an instanta-

neous temperature isosurface (Fig. 17) reveals a com-

pact flame located close to the burner inlet. Fig. 18

shows the pseudo-streamline pattern on the xr plane

based on the mean axial and radial velocity com-

ponents. A central toroidal recirculation zone is es-

tablished in the wake of the center body under the

effect of the swirling flow. A corner recirculation

zone is formed downstream of the backward-facing

step.

Fig. 2.7. Simulation numrique de Roux et al. (2005), sur le montage basse-pression du DLR (fig. 2.6.a), programme europen PRECCINSTA.

stable, une prsentant de fortes oscillations thermoacoustiques, et une troisime fonction-nant prs de lextinction. Lcoulement gazeux est caractris par des mesures de vlocim-trie laser et lensemencement par des particules solides de ZrO2 de 2 m de diamtre leurpermet de capturer des fluctuations de lcoulement jusqu des frquences de 1, 2 kHz.Les zones froides de lcoulement sont caractrises par des chantillons de 10000 15000particules, alors qu lintrieur de la flamme 2000 particules sont traites. La structurede la flamme est ensuite observe par fluorescence induite par laser du radical OH puisdu radical CH. Finalement, des mesures ponctuelles par diffusion Raman permettent de

16 Chapitre 2 tat de lart sur les expriences de rfrence en combustion monophasique et diphasique

mesurer simultanment la temprature du gaz et les concentrations molaires des espcesmajoritaires (02, N2, CH4, H2, CO, CO2 et H2O) pour dduire les corrlations croises espces-temprature.

(a) Mesures L.D.A

(b) Mesures Raman

(c) - PLIF OH et PLIF CH %

Fig. 2.8. Mesures ralises par Weigand et al. (2006) sur le montage basse-pression du DLR (figure 2.6.a).

2.2.3. Expriences de rfrence pour la validation macroscopique dans les coulementsdiphasiques

Du fait des difficults que prsente la ralisation dexpriences fiables et reproductiblesdvaporation de brouillards dans un coulement surchauff avec des conditions aux li-mites bien dfinies, les tudes exprimentales de ces coulements diphasiques sont pluttrares. notre connaissance, les premires banques de donnes ralises pour la valida-tion des approches numriques, sont celles de Sommerfeld et Qiu (1991, 1998) pour uncoulement particules puis pour un coulement diphasique.

Les auteurs signalent un verrou important li aux difficults actuelles de mesurer lavitesse de la phase gazeuse en prsence de la phase liquide. En effet, les gouttes de faibletaille ont une dure de vie qui est trs brve en vaporation, et ne sont pas ncessairementprsentes dans tout lcoulement. Lajout dun traceur liquide biaiserait les flux de masseet serait soumis aux mmes problmes dvaporation, alors que lajout dun traceur solidebiaiserait les taux dvaporation du liquide, par agglomration avec les gouttes. Les auteursdoivent alors se contenter dune caractrisation du champ de vitesse du gaz en labsencede brouillard.

Ils ralisent des mesures de vitesse des gouttes par P.D.A diffrentes stations en avalde linjecteur. Il est noter que lcoulement est confin dans une chambre cylindrique

2.2 Les montages de rfrence pour la validation de simulations numriques 17

en aluminium quipe daccs optiques plans, en verre de 100 m dpaisseur, afin deminimiser les distorsions induites sur le volume de mesure, permettant ainsi des visesscantes aux hublots. En effet, la rfraction des faisceaux laser la traverse dun hublotpais ne conserve la forme du volume de mesure que lorsque cette traverse est normaleau hublot (centripte pour un hublot cylindrique), ce qui limite grandement laccs optique la chambre.

Le seul montage de rfrence pour la validation des coulements diphasiques avec gi-ration est, notre connaissance, celui de Widmann et Presser (2002a,b), au National Insti-tute of Standards and Technology5 (NIST). Le carburant utilis est le mthanol liquide et letourbillonneur a fait lobjet dune caractrisation arodynamique dtaille (Widmann et al.,2000). La temprature de la paroi de la chambre de combustion est mesure par une ran-ge de thermocouples et, en sortie de chambre, la temprature du gaz est mesure par unthermocouple ainsi que la composition des gaz brls, par spectroscopie Infrarouge.

Fig. 1. Schematic of (A) the research spray combustion facility and (B) the atomizer nozzle and combustion air inlet.

Fig. 2. Photographs of the methanol spray flame showing the color and shape of the flame. The photograph on the right wasobtained while the flame was illuminated with a laser light sheet (wavelength at 532 nm).

49VALIDATING MULTIPHASE COMBUSTION MODELS

vertical upwards configuration as shown in thephotographs presented in Fig. 2. The fuel flowrate, combustion air flow rate, wall tempera-tures, and exiting gas temperatures were moni-tored continuously and stored using a comput-er-controlled data acquisition system.

The burner is enclosed within a stainless steelchamber to provide isolation from the ambientenvironment and improved control of the sprayflame. The chamber height is 1.2 m and the innerdiameter is 0.8 m. Several windows provide opticalaccess for non-intrusive measurements. A step-per-motor-driven traversing system translates theentire burner/chamber assembly, permittingmeasurements of spray flame properties at se-lected locations downstream of the nozzle. Ad-ditional details on the design of the burner areavailable in Ref. [10]. The relevant dimensionsnecessary for modeling the facility are pre-sented in Fig. 3. Note that the reactor exit isoff-axis to permit direct probing of the flame,which makes the problem non-axisymmetric.

Diagnostics

The spray measurements were obtained using atwo-component phase Doppler interferometry(PDI) system from Aerometrics).2 The instru-ment is composed of the following components:

(i) transmitter (model XMT-11004S), (ii) mo-tor controller (model MCB-71001), (iii) re-ceiver (model RCV-2100), (iv) counter-type sig-nal processor (model PDP-3100), and (v) datamanagement system (model DMS-40005). ThePDI was controlled using Aerometrics PDPAsoftware version 4.27J run on a 66 MHz per-sonal computer. The receiving optics werealigned at a 30 scattering angle measured fromthe direction of propagation of the laser beams,and the transmitting and receiving optics werealigned at the same elevation. A 5 W argon ionlaser operating in multi-line mode was used asthe illumination source. The blue (wave-length ! 488 nm) and green (wavelength !514.5 nm) lines of the argon ion laser wereseparated and focused by the transmitting opticsto intersect and form the probe volume. Thetransmitting and receiving optical systems bothhad front lenses with 500 mm focal lengths, andthe receiver used a 100 !m slit aperture to limit

2Certain commercial equipment or materials are identifiedin this publication to specify adequately the experimentalprocedure. Such identification does not imply recommen-dation or endorsement by the National Institute of Stan-dards and Technology, nor does it imply that the materialsor equipment are necessarily the best available for thispurpose.

Fig. 3. Relevant dimensions in millimeters of the reactor and the burner.

50 J.F. WIDMANN AND C. PRESSER

Fig. 2.9. Montage de Widmann et Presser (2002a) (dimensions en mm).

La base de donnes est constitue de mesures par P.D.A ( deux composantes) de lataille et des trois composantes de la vitesse des gouttes, avec et sans combustion, ainsi quede mesures par P.I.V 3-D de la vitesse du gaz ensemens par des particules solides.

5Gaithersburg, tats Unis

Chapitre 3

tat de lart sur les phnomnes dallumage etleur modlisation numrique

Lobjectif de cette partie est de dfinir le modle numrique de noyau dallumage quisera utilis en interaction avec CEDRE. Cet tat de lart est organis en cinq parties,

(1) une description phnomnologique de lallumage par dcharge lectrique, afin desituer les enjeux de la modlisation et dgager des hypothses importantes (para-graphe 3.1) ;

(2) un rappel des travaux de Ballal et Lefebvre (1981) introduisant la notion dnergieminimum dallumage et des critres analytiques dallumage par comparaison destemps caractristiques des diffrents phnomnes pris en compte (paragraphe 3.2) ;

(3) une revue des travaux dAggarwal (1998) et Sirignano (1999) sur la propagation deflamme dans un mlange diphasique et des rsultats marquants qui serviront debase la formulation propose dans le prsent manuscrit (paragraphe 3.3) ;

(4) un bref parcours de diffrents modles dallumage dvelopps dans le cadre sp-cifique de la simulation numrique multi-chelle des chambres de combustion demoteurs allumage command, domaine o, notre connaissance, les dveloppe-ments de ce type ont t les plus rapides (paragraphe 3.4), et, finalement ;

(5) une synthse des travaux prcdents raliss par Quintilla (2002) et Ouarti (2004) lONERA, dans le cadre de la simulation numrique multi-chelle des chambresde combustion aronautiques, prcisant les choix qui ont t faits pour aboutir laprsente modlisation (paragraphe 3.5).

3.1. Description phnomnologique de la dcharge par bougie

3.1.1. Dfinitions de lallumage dun foyer

Le processus dallumage permet la gnration dune flamme et son accrochage dans lefoyer de combustion. Lallumage peut tre dfini comme linitiation de ractions chimiquesexothermiques rapides ou bien comme lapparition dune flamme dans un mlange com-bustible. La cration dune flamme peut se faire par un procd de nature chimique, ther-mique, lectrique ou mcanique, qui peut tre extrieur ou intrinsque au systme fluideconsidr (phnomne dauto-allumage).

Dans tous les cas, laction du mcanisme dinitiation se concentre sur un volume demlange combustible qui est souvent petit devant les dimensions caractristiques du foyeret de forme suppose sphrique, appel noyau dallumage. Le noyau dallumage est doncune petite zone de lcoulement forte ractivit, caractris par sa taille (ou rayon) et son

19

20 Chapitre 3 tat de lart sur les phnomnes dallumage et leur modlisation numrique

taux de dgagement de chaleur, paramtres qui dpendent de laction de linitiateur. Unnoyau dont le taux de dgagement de chaleur est suprieur aux pertes thermiques sa sur-face aura tendance grossir, et sera appel noyau dallumage actif. Lorsque, au contraire,les pertes la surface du noyau sont trop importantes, celui-ci aura plutt tendance steindre, et sera qualifi dvanescent.

Ensuite, un noyau qui est transport par lcoulement principal, peut, lorsque lenviron-nement dans lequel il volue le permet, propager la combustion le long de sa trajectoire.Lorsque ce noyau rencontre des zones bien alimentes en mlange combustible et o letemps de sjour est important, la combustion peut y tre entretenue de manire stable,avec une lvation du niveau de ractivit suffisamment importante pour propager la com-bustion au reste du foyer. Ces endroits particuliers de la topologie de lcoulement sontappels zones primaires, et on observe quils pilotent la stabilit et le rendement de com-bustion du foyer.

Nous distinguerons donc deux tapes principales dans le processus dallumage du foyer,

(1) la formation du noyau dallumage ;(2) le transport du noyau dallumage la zone primaire de lcoulement et la stabili-

sation de la flamme au reste du foyer.

La russite de lallumage dun foyer dpend de lissue de ces deux tapes.

Cette partie sintressera en dtail la premire tape, cest--dire la formation dunnoyau dallumage et aux conditions sous lesquelles ce dernier sera actif.

Lallumage dun mlange ractif peut rsulter de diffrents procds :

un dpt dnergie par une source externe, par exemple, laction dune bougie arclectrique (dmarrage de turbomachines, moteurs allumage command), ou la produc-tion dune tincelle par focalisation dun faisceau laser ; le contact avec une surface chauffe, par exemple un filament de tungstne (entretien

de la combustion dans les expriences de combustion de jet de gouttes monodisperses) ; lintroduction dans le milieu despces chimiques catalytiques (propulsion hybride) ; spontanment, lorsque les niveaux de pression et temprature dpassent les condi-

tions dinflammabilit (auto-allumage, moteurs Diesel, autoallumage derrire une ondede choc).

Dans le cas dune source externe, on peut aisment observer et isoler par la pense lenoyau dallumage du reste de lcoulement, alors que dans le cas de lallumage spontan,cette dfinition est bien plus subtile. Notons galement que tant la formation dun noyauactif comme sa propagation dpendent intimement des conditions locales de lcoulementprincipal.

Lallumage par action dune bougie arc lectrique est largement rpandu dans lessystmes aronautiques, de part sa fiabilit et les possibilits qui sont offertes au niveau ducontrle prcis de lnergie dpose, et du volume dans lequel est dpose lnergie. Cesbougies sont souvent places fleur dune paroi de la chambre, dans une zone propice sonbon fonctionnement. Lallumage par laser est un mode dallumage qui offre de nouvellespossibilits en termes de positionnement du volume de dpt, mais son industrialisation est

3.1 Description phnomnologique de la dcharge par bougie 21

soumise la leve dun certain nombre de verrous, comme la miniaturisation des sourceslaser, la fiabilit du systme ainsi que sa dure de vie et les problmes de maintenance.

Fig. 3.1. Implantation du systme dallumage dans la chambre de combustiondune turbomachine pour hlicoptre TURBOMECA.

La particularit de ce mode dallumage rside dans la courte dure du dpt (entre10 et 100 microsecondes) et le faible volume concern par ce dpt (rayon de lordre dumillimtre). Les enjeux de la modlisation de ce phnomne sont dabord de dfinir lecritre local dallumage pour ensuite dterminer lnergie minimale et le dlai dallumage.De cette manire pourra-t-on dterminer les conditions les plus favorables un allumagerussi.

La littrature prsente de nombreuses tudes sur la modlisation de lallumage par d-charge lectrique. Ces tudes peuvent tre regroupes en deux grandes catgories : dunct celles qui sintressent exclusivement aux phnomnes lis la gnration de ltin-celle et, de lautre ct, les tudes qui se concentrent sur le processus dinitiation de lacombustion et la propagation initiale de la flamme.

3.1.2. Cration dun noyau dallumage par action dune bougie arc

Une bougie arc est un ensemble de deux lectrodes entre lesquelles est applique unetension lectrique suffisamment leve pour provoquer lapparition dune tincelle danslentrefer. La figure 3.2 montre une squence dimages obtenues par strioscopie de la for-mation dun noyau dans une exprience fondamentale. La figure 3.3 prsente la forme des

22 Chapitre 3 tat de lart sur les phnomnes dallumage et leur modlisation numrique

lectrodes de deux bougies utilises dans les moteurs aronautiques ou automobiles. Bienque la puissance lectrique fournie au dispositif soit aisment ajustable, la part dnergierellement cde au gaz est trs difficile estimer, de part le grand nombre de phnomnesmis en jeu lors de la cration de ltincelle.

Fig. 3.2. Visualisation par strioscopie de la dcharge entre deux lectrodeslmentaires et dimensions du noyau rapportes lentrefer `spk = 1, adaptde Kono et al. (1976).

(a) Bougie du banc MERCATO (b) Strioscopie de face et de ct pour deux cycles conscu-tifs (Pischinger et Heywood, 1990)

Fig. 3.3. Bougies arc lectrique pour applications aronautique (a) et auto-mobile (b).

La littrature distingue trois phases principales dans la cration dun arc lectrique :(1) la phase de claquage, ou breakdown, correspondant une monte trs brutale du

courant et de la tension aux bornes des lectrodes. Cette phase, trs brve (environ10 ns), saccompagne dune importante lvation de la temprature du gaz danslentrefer des lectrodes, de lordre de 40 000 60 000 K (Sher et al., 1992), condui-sant lionisation dun petit volume de gaz entre les lectrodes ;

3.1 Description phnomnologique de la dcharge par bougie 23

(2) la phase darc, correspondant au passage du courant travers le plasma ainsiform, tension faible, le plasma est initialement de forme cylindrique, de longueurgale lentrefer (quelques millimtres) et de diamtre entre 200 et 300 microns,londe de choc produite est vacue rapidement (5 10 s) et dissipe relativementpeu dnergie (Borghi et Destriau, 1995, chap. 8) ;

(3) la phase dincandescence, ou glow, trs lumineuse, accompagne dune dcrois-sance exponentielle du courant dans le plasma.

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