Conception Et Calcul Des Chaudières

Conception et calcul des chaudières : foyer et circulation par Jean PARISOT Ingénieur de l’École Centrale des Arts et Manufactures Ingénieur-conseil, Ingénieur-conseil, Thermicien Ancien Chef de service Calcul/Conception de Stein Industrie

1. Déte Déterm rmin inat atio ion n du du foy foyer er...................................... .......................................................... .................................... ................ 1.1 Rôl Rôle du du fo foyer. yer...... .......... .......... .......... .......... .......... .......... .......... .......... .......... .......... .......... ......... ......... .......... .......... .......... .......... .......... ....... 1.2 1.2 Conc Concep epti tion on gén génér éral alee ...... ......... ...... ...... ...... ...... ...... ...... ...... ...... ...... ...... ...... ...... ...... ...... ...... ...... ...... ...... ...... ...... ...... ...... ...... ...... ..... .. 1.2.1 Dimensions du foyer foyer ...... ......... ...... ...... ...... ...... ...... ...... ...... ...... ...... ...... ...... ...... ...... ...... ...... ...... ...... ...... ...... ...... ...... ..... .. 1.2.2 Construction des parois parois ...... ......... ...... ...... ...... ...... ...... ...... ...... ...... ...... ...... ...... ...... ...... ...... ...... ...... ...... ...... ...... ...... ... 1.3 1.3 Obje Objett des des calc calcul ulss .......... ............... .......... .......... .......... .......... .......... .......... ......... ......... .......... .......... .......... .......... .......... .......... .......... ....... 1.4 Calculs .......... ............... .......... .......... .......... .......... ......... ......... .......... .......... .......... .......... .......... .......... .......... .......... .......... .......... .......... .......... ....... .. 1.4.1 Détermination de de la chaleur introduite introduite .... ...... .... .... .... .... .... .... .... .... .... .... .... .... .... .... .... .... .... .... .... .... 1.4.2 Bilan de répartition à l’intérieur l’intérieur du foyer .... ...... .... .... .... .... .... .... .... .... .... .... .... .... .... .... .... .... .... .... 1.4.3 Bilan d’échange ...... ......... ...... ...... ...... ...... ...... ...... ...... ...... ...... ...... ...... ...... ...... ...... ...... ...... ...... ...... ...... ...... ...... ...... ...... ...... ..... 1.4.4 Transfert thermique thermique ...... ......... ...... ...... ...... ...... ...... ...... ...... ...... ...... ...... ...... ...... ...... ...... ...... ...... ...... ...... ...... ...... ...... ...... ..... 1.5 Échanges Échanges dans dans le foyer foyer : flux flux thermiq thermiques ues sur les parois. parois........................... 1.6 Méthod Méthodes es de de calcu calcull simpl simplifié ifiées es ...... ......... ...... ...... ...... ...... ...... ...... ...... ...... ...... ...... ...... ...... ...... ...... ...... ...... ...... ...... ...... ...

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2. Circ Circul ulat ation ion du fluid fluide e cha chauf uffé fé...... ......... ...... ...... ...... ...... ...... ...... ...... ...... ...... ...... ...... ...... ...... ...... ...... ...... ...... ...... ..... 2.1 2.1 Rôle Rôle de la la circ circul ulat atio ion n ...... ......... ...... ...... ...... ...... ...... ...... ...... ...... ...... ...... ...... ...... ...... ...... ...... ...... ...... ...... ...... ...... ...... ...... ...... ...... ..... .. 2.1.1 Formation de la vapeur ...... ......... ...... ...... ...... ...... ...... ...... ...... ...... ...... ...... ...... ...... ...... ...... ...... ...... ...... ...... ...... ...... ..... 2.1.2 Transmission de chaleur : température de paroi .... ...... ....... ...... ....... ...... ....... ...... ...... 2.1.3 Effets sur la conception conception et la construction .... ...... .... .... .... .... .... .... .... .... .... .... .... .... .... .... .... .... .... 2.2 2.2 Mode Modess de circ circul ulat atio ion n ......... .............. .......... .......... .......... .......... .......... .......... .......... .......... .......... .......... .......... .......... ......... ......... ..... 2.2.1 Circulation naturelle .......... ............... .......... .......... .......... ......... ......... .......... .......... .......... .......... .......... .......... .......... ....... 2.2.2 Circulation assistée assistée par pompe pompe ...... ......... ...... ...... ...... ...... ...... ...... ...... ...... ...... ...... ...... ...... ...... ...... ...... ...... ... 2.2.3 Circulation forcée...... forcée. ......... ......... .......... .......... .......... .......... .......... .......... ......... ......... .......... .......... .......... .......... .......... ....... 2.2.4 Chaudières supercritiques ......... .............. .......... .......... .......... .......... .......... .......... .......... .......... .......... .......... ....... 2.2.5 Comparaison des différents différents modes de circulation .... ...... .... .... .... .... .... .... .... .... .... .... .. 2.3 Réserv Réservoir oirs. s. Sépara Séparateu teurs rs ......... .............. .......... .......... .......... .......... .......... .......... .......... .......... .......... ......... ......... .......... .......... ..... 2.3.11 Réservoir 2.3. Réservoir .......... ............... .......... .......... .......... .......... .......... .......... ......... ......... .......... .......... .......... .......... .......... .......... .......... ......... .... 2.3.22 Séparateu 2.3. Séparateurr .......... .............. ......... .......... .......... .......... .......... .......... .......... .......... .......... .......... .......... .......... .......... ......... ......... ........ ... 2.3.3 Cas particulier de de la double circulation circulation ...... ......... ...... ...... ...... ...... ...... ...... ...... ...... ...... ...... ...... ..... .. 2.4 2.4 Calc Calcul ulss de circ circul ulat atio ion n .......... ............... .......... .......... .......... .......... .......... .......... .......... ......... ......... .......... .......... .......... .......... ........ ... 2.4.1 Circulation naturelle .......... ............... .......... .......... .......... ......... ......... .......... .......... .......... .......... .......... .......... .......... ....... 2.4.2 Circulation assistée assistée par pompe pompe ...... ......... ...... ...... ...... ...... ...... ...... ...... ...... ...... ...... ...... ...... ...... ...... ...... ...... ... 2.4.3 Circulation forcée...... forcée. ......... ......... .......... .......... .......... .......... .......... .......... ......... ......... .......... .......... .......... .......... .......... ....... .......................................................... ....................................... ................................. ............. Pour en savoir plus .......................................

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ans cet article, nous traiterons de la détermination du foyer et de la circulation du fluide chauffé. L’ensemble Conception et calcul des chaudières fait chaudières fait l’objet de plusieurs articles : — Généralités et bilans [B 1 460] ; — Foyer et circulation [B 1 461] ; — Échangeurs et circuits air/fumées [B 1 462] ; — Comportement et performances [B 1 463] ; ainsi qu’une documentation commune à l’ensemble [Doc. B 1 464]. Toute reproduction sans autorisation du Centre français d’exploi tation du droit de c opie est strictement interdite. © Techniques de l’Ingénieur, traité Génie énergétique

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CONCEPTION ET CALCUL DES CHAUDIÈRES : FOYER ET CIRCULATION

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1. Dé Déter termin minat ation ion du du foyer foyer 1.1 Rôl Rôle e du foyer 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 ; — 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 d’utiliser soit séparément, soit ensemble, plusieurs combustibles . combustibles . 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 1), sont venues s’ajouter dans les chaudières modernes d’ autres fonctions : — assurer une partie non négligeable de l’échange thermique de thermique de la chaudière et, de préférence, une partie importante de la vaporisation ; — par suite de la création création d’une enceinte 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 échangeurs de la chaudière. Il en résulte, pour une même perte de charge globale, une économie d’énergie importante ; — permettre, grâce grâce à la conception conception de parois entièrement refroidies, désignées habituellement 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 outre une combustion combustion dans des conditions telles que les oxydes d’azote (NO x ) 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.

1.2 Conception Conception générale générale 1.2.1 1.2.1 Dimension Dimensionss du foyer La taille et les dimensions du foyer sont fortement liées au type de combustible (figure 2) et imposées par des conditions qui sont presque toutes indépendantes des problèmes de transfert de chaleur. 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 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. 

Figure Figure 1 – Foyer Foyer et et tubes tubes d’eau d’eau

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Figure 2 – Dimensions du foyer en fonction du combustible

Ces considérations ainsi que la puissance thermique demandée à la chaudière définissent un volume de foyer, puisque le débit des fumées est, pour chaque catégorie de combustible, à peu de choses près proportionnel à la puissance thermique. 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. 

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. 

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 (§ 2), 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. 

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. 

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. 

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. 

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). 

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. 

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. 

1.2.2 Construction des parois Les écrans qui forment l’enveloppe refroidie du foyer (figure 1a ) 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.


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Le diamètre de ces tubes doit être convenablement choisi pour assurer un débit de circulation capable de faire face, sans créer de surchauffe locale, au flux de chaleur important qui existe dans la zone des brûleurs. Ces diamètres 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, 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.

1.3 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 vis-à-vis des encrassements superficiels ou des dépôts. Les conséquences d’une erreur dans l’évaluation de cette température se font sentir : • sur la température de la resurchauffe, • sur le débit des injections en surchauffe, • sur les températures de métal du surchauffeur ou du resurchauffeur, • éventuellement, sur l’évaporation dans l’économiseur ; — 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 ; — enfin, mais de façon plus approximative : • la connaissance des températures locales dans la zone de combustion et, éventuellement, une aide à la détermination des réactions de formation des NO x et SO3 , • la détermination des imbrûlés probables , compte tenu du temps de séjour, de la finesse du produit introduit et de la teneur en matières volatiles, • l’établissement d’un diagramme des vitesses de fumées à l’intérieur et à la sortie du foyer (étude en trois dimensions). Exemple : en ce qui concerne la valeur des résultats obtenus, il n’est pas inutile de rappeler que, sur des chaudières de 700 t /h alimentées en charbon de Lorraine, la température moyenne à la sortie du foyer varie de plus de 100 oC en 8 h entre d eux ramonages de foyer. C’est dire l’influence considérable des encrassements possibles et l’importance des moyens de ramonage que l’on doit mettre en œuvre dans un foyer.

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1.4 Calculs Le modèle de transfert de chaleur qui prédomine dans le foyer est le rayonnement. Ce mode d’échange thermique fait l’objet des articles Rayonnement thermique des matériaux opaques [A 1 520] et Rayonnement thermique des matériaux semi-transparents [B 8 215] dans le traité Génie énergétique. Pour mémoire, le rayonnement suit la loi de Stefan-Boltzmann qui établit la proportionnalité entre la chaleur transmise et la différence des puissances 4 e 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 = ε g rS ( T g4 – T p4 ) ( W ) avec ε g

coefficient d’émissivité du gaz à la température T g 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 = r 0 E avec r 0 coefficient d’absorptivité du matériau (corps gris, inférieur ou au plus égal à 1) et E pouvoir absorbant de la paroi, T g (K) température thermodynamique du gaz, T p (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 T g dans le volume considéré.

1.4.1 Détermination de la chaleur introduite Les calculs généraux effectués antérieurement (article Généralités et bilans [B 1 460] ) ont permis de définir le débit de combustible, le débit d’air nécessaire à la combustion et le débit de fumées produites. 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. La chaleur introduite par le combustible est calculée soit sur la base PCS , soit sur la base PCI , mais, dans le cas d’utilisation du PCS , il faut calculer la chaleur de vaporisation de l’eau d’origine et celle de l’eau résultant de la combustion de l’hydrogène, pour les déduire et définir ainsi la chaleur disponible. La masse de combustible introduite dans ce calcul doit être la masse du combustible réellement brûlé (imbrûlés déduits) en supposant que les réactions de combustion ne donnent pas lieu à la création d’imbrûlés gazeux par décomposition à haute température. 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 (c’est-à-dire celle que l’on peut produire par combustion) son enthalpie sensible par exemple, dans le cas d’utilisation de gaz chauds issus d’un processus chimique (gaz CO par exemple) ou dans le cas d’utilisation de gaz d’échappement de turbine à gaz.



Il peut y avoir également introduction de gaz recyclés, généralement prélevés entre économiseur et entrée du réchauffeur d’air. La totalisation de ces différentes quantités de chaleur permet de définir la chaleur totale introduite.

1.4.2 Bilan de répartition à l’intérieur du foyer La chaleur introduite dans le foyer (figure 3) va, après combustion, se diviser en : — chaleur transférée au fluide chauffé directement par les parois (écrans et échangeurs directement exposés) ; — 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, de l’ordre de 0,2 %).

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. La figure 4 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 (figure 4).

1.4.3 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.

Figure 4 – Décomposition du foyer en zones Figure 3 – Répartition des chaleurs à l’intérieur du foyer


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1.4.4 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 CO 2 , 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.

1.4.4.1 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 CO 2 et en vapeur d’eau des fumées, ainsi que la quantité de matières solides qu’elles emportent (article Généralités et bilans [B 1 460]), 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. 1.4.4.2 Émissivité L’émissivité dans la zone de combustion dépend du processus de combustion (figure 5), 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. 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 CO 2 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.

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Figure 5 – Répartition des composants des produits de combustion intervenant dans le rayonnement

La détermination de l’émissivité globale ε d’une masse gazeuse constituée de différents composants (CO 2 , vapeur d’eau et cendres), dont l’émissivité propre est ε CO2 , ε H2 O et ε cen , se fait à partir de l’énergie absorbée, ce qui donne comme relation : 1 – ε = ( 1 – ε CO2 ) ( 1 – ε H2 O ) ( 1 – ε cen ) ε CO2 , ε H2 O étant fonction de la température, de la pression partielle

et du trajet moyen. Les valeurs de ces coefficients d’émissivité ont fait l’objet de publications dans la littérature technique, surtout en ce qui concerne les gaz ; 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.

1.4.4.3 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. 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 6a ). 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.



Figure 7 – Attribution des coefficients d’absorption aux différentes portions de paroi

Figure 6 – Absorption des parois

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 : — 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 6b ) ; cette rediffusion dépend de la température superficielle atteinte ; — 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 (E 1 , E 2 ,..., E 5 , figure 7) qui dépend à la fois de la nature du réfractaire ou du produit déposé, d’une épaisseur estimée en fonction de la position par rapport au noyau de feu et de la fusibilité des cendres du combustible. 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 T p . 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 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 T g de chaque zone, ses échanges avec les parois ou avec les zones voisines, et de trouver son équilibre thermique.

1.5 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 (§ 2), 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 (article Échangeurs et circuits air/fumées [B 1 462]). 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 8) ; — 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.


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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 (§ 2.2).

2.1.1 Formation de la vapeur

Figure 8 – Profil vertical de chaleur absorbée

1.6 Méthodes de calcul simplifiées À l’époque où les calculs ne se faisaient pas par ordinateur, la détermination de la température à la sortie du foyer s’obtenait par lecture sur courbes ou abaques de constructeurs, avec : — en ordonnée, soit la température à la sortie du foyer, soit le pourcentage d’absorption par les parois (rapporté à la chaleur totale introduite) ; — en abscisse, l’équivalent d’un flux thermique (chaleur totale introduite divisée par la surface projetée). Ces courbes, valables pour un type de combustible et un excès d’air donnés, traduisent le phénomène de rayonnement et ont l’allure d’une parabole à axe horizontal du genre y = ax 0,25 + b ; on y associe des corrections pour tenir compte : — de l’excès d’air ; — du niveau des brûleurs par rapport à la sortie du foyer ; — du recyclage des fumées ; — de la fusibilité des cendres dans le cas du charbon. Cette méthode est encore utilisée lorsqu’une bonne approximation est suffisante (comportement à une allure différente de la normale) ou dans le cas d’une recherche de l’effet de petites modifications de dimensions.

2. Circulation du fluide chauffé 2.1 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). Nota : ce paragraphe ne traite que des questions relatives à la circulation de l’eau à l’intérieur des tubes et exclut le cas des systèmes à tubes de fumées, ou tubes de foyer immergés dans un volume d’eau (chaudières de locomotives, rebouilleurs de chaudières basse pression).

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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 (§ 2.2.4) après la circulation forcée. Aussi, ce qui suit ne concernera que l’eau et la vapeur à des pressions sous-critiques. 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 9) : — les bulles, une fois détachées, se déplacent avec l’eau en circulation ; — le contact eau/paroi est localement rétabli ; — 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. 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 bar 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. 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 9) : 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 directe-



Figure 10 – Régimes de vaporisation en fonction du flux calorifique

Figure 9 – Écoulement eau-vapeur dans un tube vertical

ment 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 et le calcul des gonflements (§ 2.3.1.2). 2.1.2 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 9 et 10). 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. 

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 en langue anglaise, 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. Le constructeur de la chaudière doit 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. C’est pourquoi les conditions de passage d’un régime d’écoulement à l’autre et, en particulier, la détermination de la valeur du flux critique ont fait l’objet d’études expérimentales (en particulier, essais effectués en France par Électricité de France en association avec les constructeurs de chaudières). Les parades usuelles vis-à-vis du DNB consistent 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 11 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/(m 2 · s). 


B 1 461 − 9


____________________________________________________________________________

Dans une paroi tubulaire soumise extérieurement à un flux calorifique Φ et parcourue intérieurement par de l’eau à la température de saturation T s , la température de la paroi interne du tube est donnée par la formule : T s

T f + --Φ ----αi

=

Les valeurs du coefficient d’échange paroi/fluide α i (en W · m –2 · K–1) ont fait l’objet de recherches nombreuses, 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 Re 0,8 Pr 1/3 avec Re nombre de Reynolds, Pr nombre de Prandtl, Nu nombre de Nusselt ; en rappelant que : Re =

Figure 11 – Titre de vapeur critique en fonction de la densité de flux thermique imposé à un tube vertical lisse et muni de quatre sillons

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 α i 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 pas simple ni dans les zones critiques ni pour des pressions élevées, supérieures à 180 bar.

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Vd

---------

ν

, Pr =

µ c p λ

-----------

et Nu =

αi d

-----------

λ

avec c p 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 , c p et ν se trouvent dans les tables concernant la vapeur (articles spécialisés dans le traité Constantes physicochimiques). On constate que le coefficient d’échange α i en écoulement monophasique est fonction de la vitesse à la puissance 0,8. La température du métal, à mi-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 ; il ne faut pas oublier que la moindre couche de dépôt interne ajoute une résistance importante au transfert de chaleur ; c’est la raison pour laquelle il faut éviter tout dépôt de tartre ou d’oxyde et, de ce fait, traiter l’eau introduite en chaudière en vue d’éliminer au maximum les sels, si possible par déminéralisation totale. Exemple : à titre d’information, une couche de 0,5 mm de tartre, pour un flux calorifique de 175 kW/m2, provoque une élévation de température du métal de 75 oC environ ; or, les flux maximaux locaux dans un foyer de chaudière sont de l’ordre de 600 kW/m2.

2.1.3 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. Un tube peu chauffé mis en parallèle avec d’autres correctement chauffés a une circulation beaucoup plus mauvaise sans que le titre à la sortie diminue beaucoup par rapport à celui de ses voisins. Il lui faut à peu près le même rapport volume de vapeur/volume d’eau pour être en équilibre avec eux ; c’est la vitesse dans le tube qui va changer. 



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 12) ; dans certains cas extrêmes, on fait déboucher ces tubes directement dans le réservoir. 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 13). 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 13a ). 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 13b ). De toute façon, la stratification est à proscrire dès qu’un tube risque d’être chauffé par le dessus ; l’échauffement du tube côté vapeur peut être important : faible vitesse, mauvais coefficient d’échange, surchauffe de la vapeur, etc. C’est une des raisons pour lesquelles : — les soles horizontales sont toujours recouvertes de réfractaires, bien qu’en principe il n’y ait que de l’eau à l’entrée des tubes ; — s’il n’y a pas de réfractaires, on s’impose une pente minimale en partie basse du foyer ; — on donne toujours une pente supérieure à 45 o au tube de la partie supérieure d’un nez de voûte, bien qu’il soit en dehors d’une zone soumise au rayonnement direct du foyer ; — les tubes de plafond sont légèrement inclinés et montants vers le réservoir, pour être sûr qu’il y aura toujours de l’eau dans la portion inférieure du tube, située côté feu. 

Les parcours horizontaux chauffés ne sont admis dans certaines chaudières à circulation forcée ou assistée qu’au prix de grandes vitesses d’eau (2 à 3 m/s) ou d’émulsion, vitesses dont on respecte une valeur minimale quelle que soit l’allure au moyen d’une recirculation interne. 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 14). 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 à relativement 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. Le cas des faisceaux vaporisateurs associe un ensemble de tubes descendants et de tubes montants chauffés par convection, cas rencontré couramment dans des chaudières de récupération de liqueur noire. Ce sont les tubes les moins chauffés qui permettent l’alimentation des autres tubes du faisceau, ainsi que de l’ensemble des écrans de foyer. On ne sait pas calculer la circulation dans un faisceau, mais on peut cependant définir à peu près le nombre des tubes descendants et celui des tubes montants pour une allure déterminée de la chaudière. 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. 

Figure 13 – Écoulement avec et sans stratification pour une vaporisation dans un tube horizontal Figure 12 – Cloisonnement du collecteur supérieur Toute reproduction sans autorisation du Centre français d’exploi tation du droit de c opie est strictement interdite. © Techniques de l’Ingénieur, traité Génie énergétique

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Figure 14 – Coupe d’une chaudière (70 t/h, 63 bar) à circuit chauffé descendant (Raffinerie de Pauillac, Stein Industrie)

2.2 Modes de circulation 2.2.1 Circulation naturelle 2.2.1.1 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 15). 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 bar. Pratiquement, son domaine d’application se situe au-dessous de 190 bar , 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/(m 2 · K). Lorsque la puissance diminue, le taux moyen de vapeur varie relativement peu et par suite le débit en circulation décroît beaucoup moins vite que le débit de vapeur de la chaudière ; cela garantit d’autant mieux le refroidissement des tubes. La circulation est donc relativement plus active à basse puissance ; elle

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s’amorce facilement lors du démarrage dès l’instant qu’il y a formation de vapeur (au-delà de 100 oC). 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.

2.2.1.2 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 bar 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 (§ 2.1.3). La circulation naturelle présente également un aspect d’autorégulation en ce sens qu’à la longueur et profil égaux un tube plus chauffé que son voisin produit plus de vapeur et a, de ce fait, tendance à circuler un peu mieux, malgré l’accroissement des pertes de charge dues au débit supplémentaire. Le taux de circulation dans une même chaudière et pour les mêmes conditions thermiques diminue lorsque la pression augmente, sauf pour des pressions inférieures à 15 bar où la réduction de pression s’accompagne d’une augmentation du volume de vapeur telle que l’accroissement de la perte de charge des dégagements vient freiner la circulation.



Figure 16 – Schéma de principe d’une chaudière à circulation assistée LA MONT (circuit fermé) : exemple de disposition des surfaces d’échange

Figure 15 – Schéma de principe d’une chaudière à circulation naturelle : exemple de disposition des surfaces d’échange

2.2.2 Circulation assistée par pompe 2.2.2.1 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). Ce mode de fonctionnement a été utilisé et vulgarisé sous la désignation de système LA MONT, dont les brevets sont depuis longtemps dans le domaine public (figure 16). Avantages 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 ; — 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 corriger des erreurs dues à une mauvaise estimation de la quantité de chaleur absorbée ; si un tube est plus chauffé que prévu, il devient possible d’assurer au tube trop chauffé un débit plus important par augmentation du diamètre du diaphragme ; — de raccourcir les temps de démarrage puisque la circulation est assurée à l’intérieur des tubes dès l’allumage ; — d’assurer, grâce à une tuyauterie d’un diamètre d’environ 80 mm, une circulation d’eau dans l’économiseur pour y éviter la vaporisation dans la phase de démarrage ; — d’accroître les vitesses de refroidissement, lorsque par exemple il est nécessaire d’intervenir rapidement à l’intérieur de la chaudière ; — moyennant certaines précautions, de concevoir des parois avec des circuits horizontaux, ou de constituer des échangeurs avec des parcours alternativement montants et descendants (§ 2.1.3). Inconvénients Le prix : dans le prix intervient, non seulement le coût de la pompe ou des pompes en service, mais également celui des pompes de réserve ainsi que des robinetteries ou des clapets de sécurité. Les pompes, pour des pressions supérieures à 80 bar, par suite de leur construction très spéciale, sont d’un prix très élevé.  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 dans les comparaisons économiques, élément souvent pris en compte par les utilisateurs, mais qu’une majorité d’exploitants de centrales estiment largement compensé par les gains de temps et de combustible d’allumage consommé pendant les périodes de démarrage et de montée en pression, plus courtes (environ 50 %) qu’avec des chaudières en circulation naturelle.  Les problèmes d’utilisation : il y a en outre une certaine fragilité ou, tout au moins, la nécessité d’une bonne formation des exploitants. Comme toute machine tournante, les pompes présentent des risques d’ordre mécanique, des problèmes dus aux dilatations différentielles mais, en plus, du fait de la conception, la nécessité d’assurer le refroidissement permanent de leurs moteurs quand ils sont immergés. 




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____________________________________________________________________________

2.2.2.2 Pompes de circulation La différence essentielle, avec les pompes alimentaires par exemple, est que l’aspiration d’une pompe de circulation est à la pression de la chaudière. Contrairement aux autres pompes, on ne peut pas assurer l’étanchéité aux presse-étoupe par un étagement des pressions, pour finalement n’avoir comme différence de pression vis-à-vis de l’atmosphère aux deux embouts que la pression à l’aspiration. C’est pourquoi, au-dessous de 80 bar, ces pompes sont à presse-étoupe extérieur et au-dessus de 80 bar à moteur noyé. Les pompes de circulation doivent délivrer une hauteur manométrique relativement faible (de l’ordre de 2 à 3 bar). Le débit est limité au minimum nécessaire, pour maintenir le régime d’ébullition nucléée dans le circuit et pour ne pas grever la consommation de la pompe. Dans la zone de 160 à 170 bar de pression de fonctionnement, ce débit vaut environ 2 à 3 fois le débit nominal de vapeur. 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 17). 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 accidentellement inférieure à celle correspondant au débit de circulation nécessaire. La figure 18 présente l’une des pompes de circulation réalisées pour les chaudières de 600 MW de la centrale de Porcheville (EDF). L’inducteur du moteur est isolé du circuit d’eau par une chemise d’entrefer frettée résistant à la 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.

Figure 17 – Circulation assistée pour les chaudières de centrales thermiques : schéma

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Le moteur est généralement placé au-dessous de la pompe, pour éviter qu’un dégagement d’air accidentel puisse former une poche qui interromprait la lubrification.

2.2.2.3 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. Ce principe est applicable quel que soit le combustible utilisé.

Figure 18 – Pompe de circulation pour chaudière à circulation assistée



2.2.2.4 Chaudière à très faible taux de circulation On peut admettre des taux de circulation de l’ordre de 1,1 ou 1,2, c’est-à-dire des titres de vapeur à la sortie des écrans voisins de 90 %, à condition que les flux thermiques soient relativement faibles, tout en conservant une construction en tubes lisses. C’est le cas des chaudières à gaz de hauts-fourneaux, des chaudières à lignite et des chaudières de récupération de l’énergie contenue dans des gaz chauds. La circulation est assurée par une seule pompe (il y a une pompe de réserve à démarrage en temps réduit, de l’ordre de 7 s) et la séparation eau/vapeur est faite par un séparateur vertical. Vu le faible taux de circulation, ce type de chaudière est quelquefois assimilé à une chaudière à circulation forcée.

2.2.3 Circulation forcée 2.2.3.1 Principe de fonctionnement Sous sa forme la plus simple, une chaudière à circulation forcée est constituée par un ensemble de tubes alimentés en parallèle, dans lesquels l’eau est successivement réchauffée et vaporisée, puis la vapeur surchauffée (figure 19). La circulation de l’eau 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. 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. De plus, le diamètre de ces tubes évaporateurs peut être plus petit que dans les chaudières à circulation naturelle ou même assistée puisque, d’une part, le débit d’eau à l’entrée ne dépasse pas le débit de vapeur de la chaudière (taux de circulation de 1) et, d’autre part, il est possible de choisir une perte de charge élevée. Les divers régimes de vaporisation existent successivement dans un même tube évaporateur, l’ébullition étant successivement nucléée, puis par film. Cependant, la plus grande vitesse du fluide dans les tubes améliore le 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.

Figure 19 – Schéma de principe d’une chaudière à circulation forcée pure : exemple de disposition des surfaces d’échange

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 2.2.4. 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. C’est pourquoi les chaudières Benson ont été conçues ultérieurement avec un circuit vaporisateur à la pression d’utilisation (aux pertes de charge près). L’étage final de ce circuit se trouve dans une zone de flux calorifique modéré et la vapeur passe ensuite directement dans le surchauffeur. Les chaudières Sulzer étaient à l’origine (1932) du type mono- tubulaire , c’est-à-dire qu’elles comportaient un tube unique (ou plutôt, en réalité, plusieurs tubes en parallèle entre lesquels le débit d’eau était réparti avant tout début de vaporisation) dans lequel s’effectuait 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. 

Évolution La généralisation de la construction par écrans soudés impose certaines limites à la conception puisque l’on ne peut souder entre eux que des tubes dont les températures sont proches dans toutes les conditions de fonctionnement. Deux conceptions restent alors possibles : les tubes verticaux et les tubes disposés en spirale .  Lorsque les tubes d’écrans sont disposés verticalement , la section de passage est telle dans le cas des chaudières de grande puissance que, même à des allures proches de l’allure nominale, le débit d’alimentation ne serait pas suffisant pour assurer une vitesse convenable dans les tubes. Il est donc nécessaire d’assurer une recirculation par pompe de l’eau sortant du séparateur (figures 20a et b ). Le débit de recirculation augmente naturellement aux basses puissances, ce qui permet d’assurer un débit suffisant à l’entrée des écrans quelle que soit la vaporisation.  Avec la conception en spirale , on peut, au contraire, choisir le nombre de tubes à disposer en parallèle de façon que le débit à l’entrée de ces tubes soit suffisant à partir d’une allure donnée de la chaudière. Ces tubes étant régulièrement répartis sur le périmètre de la chambre de combustion, on détermine leur inclinaison de façon que leur pas permette de les assembler en panneaux soudés. Il reste cependant nécessaire d’assurer une recirculation aux basses puissances. Cette recirculation peut être obtenue soit par une pompe auxiliaire renvoyant l’eau du séparateur à l’entrée de l’économiseur, soit par retour vers le dégazeur de l’eau provenant du séparateur, après passage dans un échangeur (échangeur de démarrage) qui cède à l’eau d’alimentation la chaleur contenue dans l’eau de retour du séparateur (figure 20c ). Cet échangeur de démarrage permet, tout en assurant une recirculation en passant par les pompes alimentaires, de conserver le maximum de chaleur dans le système. Les plus récentes des chaudières françaises de centrales thermiques sont conformes à cette conception (tubes en spirale et échangeur de chaleur) et leur fonctionnement à différentes allures met en jeu les systèmes décrits ci-après (figure 21). 


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Figure 20 – Schéma du circuit et diagramme débit /charge d’une circulation forcée avec recirculation

Figure 21 – Schéma simplifié des circuits d’une chaudière avec échangeur de démarrage

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Lorsque la vaporisation est supérieure à 35 % de sa valeur nominale, le débit d’eau d’alimentation est égal au débit de vapeur, et le séparateur n’est traversé que par de la vapeur. Lorsque la vaporisation devient inférieure à ce seuil, le débit d’eau à travers les écrans est maintenu constant par action sur le réglage de la pompe alimentaire. Il s’établit alors un niveau d’eau dans le séparateur : ce niveau est maintenu constant par action sur les vannes (V 1 , V 2 ou V3) qui assurent le retour de l’eau soit vers le condenseur, soit vers la bâche alimentaire. La vanne V 1 est utilisée lors du fonctionnement à des allures inférieures à 35 % de l’allure nominale et permet d’envoyer la purge du séparateur vers la bâche alimentaire par l’intermédiaire de l’échangeur de démarrage. Cet échangeur assure le réchauffage de l’eau d’alimentation et permet d’éviter un apport excessif de chaleur dans la bâche alimentaire. Au cours des démarrages à chaud, on utilise en complément la vanne V2 qui permet d’évacuer la purge du séparateur vers le condenseur, toujours à travers l’échangeur de démarrage. Enfin, le débit important à évacuer pendant quelques minutes au cours des démarrages à froid, en raison du phénomène de gonflement, est envoyé directement au condenseur par la vanne V 3 . L’installation est exploitée en pression glissante , c’est-à-dire que les soupapes d’admission de la turbine restent ouvertes et que le réglage de puissance du turboalternateur s’effectue par action sur le débit de combustible. Des by-pass haute pression C1 et basse pression C2 permettent des démarrages rapides. Avantages  La circulation forcée, mettant en jeu des débits réduits et des vitesses plus élevées qu’en circulation naturelle, requiert des sections de passage plus faibles : elle permet donc l’emploi de tubes de plus petit diamètre, plus minces à pression donnée, et moins sensibles aux contraintes thermiques ; il en résulte une économie de matière appréciable, à laquelle s’ajoute celle du réservoir principal, supprimé dans le cas de la circulation forcée sans recirculation ; cet avantage est d’autant plus sensible que la pression est élevée. Il en résulte également une faible inertie thermique , qui permet non seulement des gains de temps en montée en température et en charge, mais surtout, et c’est cela qui constitue son principal intérêt, autorise la marche en pression glissante , bien adaptée au fonctionnement et à la sauvegarde de la turbine associée.  L’établissement de la circulation avant l’allumage des feux garantit, lors de la première phase du démarrage, une mise en température plus rapidement homogène des circuits.  Le schéma de circulation forcée est plus facilement applicable au voisinage de la pression critique et au-delà, ce qui permet d’atteindre des rendements de cycle thermodynamique plus élevés qu’en circulation naturelle. 

Inconvénients  Il faut utiliser une eau très pure, totalement déminéralisée. Pour l’alimentation des chaudières à circulation forcée, on utilise fréquemment une installation de purification des condensats (dite polishing ) qui comprend à la fois une filtration permettant d’éliminer les oxydes et une déminéralisation.  Il est nécessaire de maîtriser l’instabilité intrinsèque des tubes chauffés, dont la courbe caractéristique perte de charge/débit n’est pas monotone croissante. La répartition des débits entre deux circuits identiques et chauffés de la même façon n’est pas stable : en effet, la moindre différence de chauffage crée une émulsion un peu plus riche, et augmente sensiblement la perte de charge d’un circuit par rapport à l’autre ; il s’ensuit une réduction relative de débit qui accentue le phénomène de déséquilibre. 

Le remède classique pour pallier ces deux inconvénients est de recourir à des diaphragmes appropriés, qui permettent en même temps d’ajuster la répartition des débits entre des circuits différemment chauffés, au prix de l’augmentation de la perte de charge globale des circuits.

2.2.3.2 Domaine d’application Le domaine d’application de la circulation forcée se situe en France au-dessus de 150 bar. Au-delà de 190 bar, 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. Un second domaine d’application de la circulation forcée existe pour les petites chaudières produisant de 0,5 à quelques tonnes/heure de vapeur à basse pression, inférieure à 10 bar. De conception très simple, généralement monotubulaires, elles échappent à la difficulté d’assurer l’équirépartition des débits entre les circuits. La consommation d’énergie auxiliaire, bien que forte en valeur relative, reste acceptable du fait de leur taille limitée. Grâce à leur encombrement réduit et à leur faible inertie thermique, ces chaudières détiennent le record de rapidité de mise en régime, 2 à 8 min selon la capacité, et elles fonctionnent ainsi au rythme des machines qu’elles desservent.

2.2.4 Chaudières supercritiques L’augmentation de rendement des cycles thermiques avec l’accroissement de la pression de vapeur a naturellement conduit, dès que les possibilités technologiques l’ont permis, à réaliser des installations à pression supercritique. De très hautes pressions ont été envisagées et ont fait l’objet de réalisations présentant dans certains cas un caractère expérimental, par exemple la centrale d’Eddystone aux États-Unis où a été réalisée une chaudière de 970 t/h à 365 bar avec surchauffe et double resurchauffe à 650 oC. Actuellement, compte tenu des difficultés de réalisation, il est apparu que ces caractéristiques extrêmes n’étaient pas économiquement justifiées, et les chaudières supercritiques ont des pressions de l’ordre de 250 bar et ne comportent souvent qu’une seule resurchauffe. Cependant, les Japonais ont un programme d’études et de développement des cycles à très haute pression. 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 22) ; 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. Une pompe de circulation (§ 2.2.2.2) 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 pression, la vapeur sortant du séparateur est envoyée successivement au condenseur, au dégazeur, puis à l’entrée des surchauffeurs. 


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À 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 (§ 2.2.3). Aux basses puissances, un débit minimal doit être maintenu par la pompe alimentaire, grâce à un échangeur de démarrage. Exemple : une chaudière supercritique fonctionnant dans ces conditions a été construite, par Stein Industrie, pour la centrale danoise de Westkraft : 1 080 t/h, 251 bar, surchauffe 560 oC, resurchauffe 560 oC.

2.2.5 Comparaison des différents modes de circulation Le tableau 1 permet de faire la synthèse des différentes caractéristiques, dispositifs auxiliaires, particularités de fonctionnement et la comparaison entre les trois modes de circulation. (0)

2.3 Réservoirs. Séparateurs Dans le cas de la circulation naturelle ou assistée , il faut rechercher une séparation aussi complète que possible entre l’eau et la vapeur, pour deux raisons principales : — favoriser la circulation de l’émulsion en permettant d’alimenter les circuits descendants de la chaudière avec un fluide de masse volumique maximale, c’est-à-dire une eau pratiquement dépourvue de vapeur ; — délivrer une vapeur sèche, pratiquement dépourvue d’eau au départ du réservoir supérieur, de façon à préserver le surchauffeur s’il existe, ou le réseau d’utilisation, des inconvénients néfastes du primage. Cette séparation est effectuée dans des réservoirs, gros cylindres horizontaux à parois épaisses, appelés aussi ballons. Dans le cas de la circulation forcée , où la séparation eau/vapeur n’est nécessaire qu’aux basses allures, on se contente d’un dispositif plus simple, appelé séparateur, constitué d’un cylindre vertical de faible diamètre par rapport à sa longueur.

2.3.1 Réservoir Figure 22 – Schéma du circuit et diagramme débit /charge d’une chaudière supercritique à circulation combinée

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. 

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Le rôle d’un réservoir est multiple ; c’est l’endroit où s’effectuent (figure 23) : — la séparation de l’eau et de la vapeur contenues dans l’émulsion en provenance des écrans et des faisceaux vaporisateurs ; — l’équilibrage des pressions eau/vapeur et l’équilibrage des débits eau/vapeur grâce au maintien d’un plan d’eau ; — l’introduction de l’eau d’alimentation dans le système évaporatoire ; — la répartition correcte de l’eau dans les tubes de descente, avec le minimum d’entraînement de vapeur ; — le stockage partiel ; — l’introduction et la dilution des produits de traitement de l’eau en chaudière ; — l’extraction de déconcentration.



Tableau 1 – Comparaison des différents modes de circulation Modes de circulation

Circulation naturelle

Circulation assistée par pompe

Circulation forcée

Pressions usuelles ............... (bar) Taux de circulation ......................

150 (180 rarement) 30 (BP) 5 (HP)

> 150 et supercritique 1

Variations d’allures ......................

100 à 200 4 (tubes lisses) 2,5 (tubes rainurés) 1,2 (§ 2.2.2.4) moyenne

Démarrages ou refroidissements

longs

moyenne fixe exceptionnellement glissante asservie moyens

Régulation de débit d’eau d’alimentation...............................

pour maintenir le niveau du réservoir

instantanée 15 % sur réserve lente au-delà de 15 % Inertie ............................................ importante Pression en fonction de la charge fixe

Fiabilité.......................................... Consommation des auxiliaires....

nulle

Dispositifs particuliers

Fonctionnement normal

surveillance du niveau du réservoir

Démarrage/Arrêt

gonflement

Points à surveiller

régulation de niveau du réservoir

pour maintenir le niveau du réservoir ou du séparateur

tributaire de l’entretien des pompes (partie mécanique) risque de cavitation importante (taux de circulation 4) moyenne (taux de circulation 1,2) — pompes — refroidissement du moteur — contrôle permanent de la hauteur manométrique

rapide by-pass 100 % faible glissante rapides avec dispositifs particuliers à basse allure 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 dépend surtout du système de régulation à basse allure et du by-pass importante (perte de charge et vitesse élevées)

— by-pass HP/BP — circuits annexes au démarrage/et à basse allure — régulation de : l’alimentation, la température du séparateur, la pression glissante surveillance du niveau du réser- — pression glissante voir et de la cavitation — seuil de pression minimale — séquences de sécurité — débit minimal de recirculation — répartition des températures de vapeur à la sortie des écrans — séquences liées ou gonfle— surveillance en variation de charge ment — sécurité sur déclenchement de la tur— déclenchement général sur bine l’arrêt de la pompe — séquences liées au gonflement — mise en service rapide de la — vaporisation dans l’économiseur pompe de réserve — limitation des variations de température — mécanique — fuites des by-pass — alarmes des pression et — blocages des by-pass température — vannes de décharge — graissage — pompes de circulation — pompes de secours — régulation — système de refroidissement

2.3.1.1 Séparation eau/vapeur  Primage La présence de gouttelettes d’eau entraînées par la vapeur saturée sortant du réservoir s’appelle primage. Le primage est très néfaste , non seulement à cause de la chute des caractéristiques vapeur qui ne répondent plus aux besoins de l’utilisateur, mais surtout à cause des sels contenus dans l’eau entraînée, qui vont soit polluer le réseau d’une chaudière à vapeur saturée, en particulier dans le cas d’industries alimentaires, soit mettre en danger la longévité du surchauffeur et éventuellement de la turbine, lorsque l’installation en comprend une. En effet, ces sels se déposent sur les parois des tubes du surchauffeur, où l’eau ainsi entraînée se vaporise, et ils constituent un dépôt isolant (tartre ou silice) qui limite le refroidissement du métal par la vapeur.

Un primage prolongé peut conduire à l’obstruction complète de certains tubes par accumulation des dépôts de sels, et entraîner un échauffement du métal tel que les tubes gonflent, s’amincissent et éclatent à brève échéance sous l’effet de la pression. En outre, des impuretés peuvent être amenées par solubilité de certains corps (tels que la silice) dans la vapeur à très haute pression. Une séparation efficace de l’eau et de la vapeur permet de réduire à des valeurs acceptables (par exemple de l’ordre de 0,2 %) les entraînements d’eau. Par ailleurs, le contrôle de la pureté de l’eau en chaudière permet à la fois de réduire les conséquences pour la vapeur d’un entraînement d’eau et de limiter la teneur en impuretés mises en solution dans la vapeur.


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Figure 23 – Équipement de séparation de vapeur des chaudières

En général, ce primage est rapidement perceptible ; en effet : — pour une chaudière à vapeur saturée, il réduit considérablement la capacité thermique du fluide délivré (eau + vapeur), ce que l’utilisateur constate très vite ; — pour une chaudière avec surchauffeur, il fait chuter très fortement la surchauffe, ce qui est encore plus net. Principe de séparation On utilise, pour la séparation, la différence de masse volumique entre l’eau et la vapeur. Ce seul principe montre que la séparation devient de plus en plus difficile à mesure que la pression augmente, puisque la différence de masse volumique entre l’eau et la vapeur diminue, pour s’annuler à la pression critique. Ainsi, pour obtenir un résultat acceptable sans dispositif particulier, il faudrait disposer à la fois : — d’une surface de plan d’eau très importante, correspondant par exemple à un dégagement de vapeur à une vitesse inférieure à 0,3 m/s ; — d’une eau très pure ; — d’un volume important de vapeur au-dessus du plan d’eau, permettant la décantation des gouttelettes d’eau circulant à très faible vitesse dans la phase vapeur. L’adjonction d’un système séparateur permet de réduire le volume nécessaire et comprend, selon la qualité de séparation requise par l’utilisation, soit un séparateur primaire seul, soit un séparateur primaire associé à un sécheur secondaire. 

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Ce système met en jeu : — la décantation , qui se produit normalement dans les parcours horizontaux et qui est améliorée par la création de parcours verticaux descendants ; elle est plus particulièrement efficace pour les gouttes de grande dimension, les faibles vitesses ascensionnelles de vapeur et pour les basses pressions ; — la centrifugation , qui est une amélioration de la décantation, surtout efficace pour la séparation primaire, c’est-à-dire l’élimination des gouttes d’eau de grande dimension. • Dans la variante la plus simple, la centrifugation est obtenue par des changements de direction dus à des chicanes interposées (figures 24a et 25) ; les pertes de charge sont faibles. • Les séparateurs cyclones donnent de meilleurs résultats (figure 24b ) et sont à recommander aux pressions élevées ; ils utilisent la vitesse de l’émulsion, pour la centrifuger et projeter l’eau sur les parois, le long desquelles elle se rassemble, tandis que la vapeur se dégage au centre, avec une faible proportion d’eau entraînée. Les cyclones délivrent dans la phase liquide une eau pratiquement dépourvue de vapeur résiduelle, si bien que le plan d’eau n’est pas perturbé par le dégagement correspondant. De tels dispositifs créent en revanche une perte de charge (de l’ordre de 40 à 60 millibar) sur le circuit de l’émulsion, à prendre en compte dans le calcul de la circulation, qu’elle freine légèrement ; — l’agglutination sur des surfaces humides, obtenue en provoquant des changements brusques de direction de la veine de vapeur qui contient des gouttelettes d’eau. Par suite de leur inertie plus grande, ces gouttelettes sont projetées contre les parois,



captées et maintenues sur les parois humides par des phénomènes de tension superficielle ; l’eau s’écoule ensuite en film le long des parois et des dispositifs spéciaux sont prévus pour éviter qu’à la sortie de l’appareil la lame d’eau ne soit reprise par le flux de vapeur. Telle est la conception des sécheurs disposés immédiatement au-dessus des cyclones (figure 24b ), et également en partie haute des réservoirs (S 2 en figure 23). On distingue deux types : • ceux constitués par des lames ondulées (figure 24b ), • ceux composés de treillis superposés dont les mailles ont des pas différents (figure 25 ) ; les fils de treillis constituent le lieu d’accrochage des gouttelettes et l’eau s’écoule le long des fils légèrement inclinés. Si les conditions sont peu sévères, une simple tôle perforée ou un tube perforé de prélèvement de vapeur à la partie supérieure du réservoir peut suffire.

2.3.1.2 Maintien du niveau dans le réservoir L’efficacité des dispositifs de séparation ne peut être obtenue que si le niveau dans le réservoir est correctement réglé. En effet, si le niveau est trop haut et dépasse les dispositifs de mise en rotation des séparateurs centrifuges, ceux-ci ne peuvent assurer leur fonction et la séparation se fait mal ; il y a alors entraînement d’eau dans la vapeur (primage). Par ailleurs, le niveau ne doit pas descendre au-dessous d’un seuil de sécurité, afin qu’il subsiste toujours une garde d’eau permettant d’éviter la création de vortex à l’entrée des tubes de descente et d’assurer avec une sécurité suffisante l’alimentation des écrans vaporisateurs. Le niveau doit donc être maintenu, quelles que soient les conditions de fonctionnement, entre deux limites relativement rapprochées.

Figure 24 – Dispositifs de séparation par centrifugation

Figure 25 – Équipement de séparation de vapeur des chaudières à circulation naturelle, avec sécheurs à treillis superposés

Contrôle du niveau On utilise, pour le contrôle du niveau dans les réservoirs à très haute pression, des appareils indicateurs à lecture directe et des appareils à transmission à distance, qui fournissent un signal permettant d’agir sur une chaîne de régulation.  Indicateurs de niveau à lecture directe : la réglementation française des appareils à pression de vapeur oblige à installer sur toute chaudière au moins deux indicateurs de niveau dont l’un doit être à tube de verre ou système équivalent (art. 15 du décret du 2 avril 1926). Pour les hautes pressions, les indicateurs sont constitués par un boîtier muni de hublots à glaces rondes, équipés d’un système de prismes et de verres colorés, qui font apparaître à l’observateur la phase eau en vert et la phase vapeur en rouge. 


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Pour les très hautes pressions, ils sont plus délicats et doivent être protégés des variations brusques de température : si la chaufferie n’est pas du type entièrement fermé, il est nécessaire de prévoir un abri protégeant les indicateurs de niveau des courants d’air. Au moins un des indicateurs doit être visible depuis la salle de contrôle. On utilise à cet effet soit une transmission de l’image par jeu de miroirs, soit, lorsque les dimensions ou les dispositions de la chaufferie l’imposent, une transmission par télévision.  Indicateurs de niveau à lecture indirecte : on utilise soit des appareils à flotteur, soit des manomètres différentiels. La figure 26 représente le principe d’un indicateur à manomètre différentiel. On réalise, par condensation et déversement, un niveau de référence et on mesure la différence de hauteur entre la colonne de référence et la colonne d’eau dans le réservoir. Un transmetteur de pression différentielle élabore un signal électrique représentatif du niveau, qui peut recevoir une correction pour tenir compte de la variation de masse volumique de l’eau en fonction de la pression. Régulation de niveau. Gonflement La qualité de la régulation du niveau d’eau, entre deux limites admissibles de niveau haut et bas, joue un rôle important dans le fonctionnement de la chaudière. Suivant la précision exigible, on fait appel à des systèmes de régulation à un, deux ou trois éléments, qui sont le niveau, le débit de vapeur et le débit d’eau.  La régulation à un élément , pilotée seulement par le niveau, est suffisante s’il y a peu de variations de puissance ; mais elle est trompée par le phénomène de gonflement : un accroissement de la demande de vapeur entraîne instantanément un retard de l’apport thermique du combustible par rapport au prélèvement thermique de la vapeur et, par suite, une légère chute de pression. Celle-ci entraîne une auto-vaporisation instantanée d’une partie de l’eau dans toute la chaudière, qui augmente instantanément le taux de vapeur de l’émulsion et son volume massique. Il en résulte une élévation transitoire, mais très sensible, du niveau d’eau dans le réservoir, correspondant au gonflement de l’émulsion. C’est ainsi qu’une régulation pilotée par le niveau commence par réduire l’alimentation en cas d’augmentation de débit de vapeur, alors que l’inverse serait nécessaire ; si bien qu’une fois les débits d’eau et de vapeur stabilisés et le gonflement disparu, le niveau en chaudière peut se trouver trop bas, et avoir tendance à descendre encore plus bas du fait, cette fois, de l’eau froide apportée massivement pour rattraper la valeur de consigne. En effet, cette eau condense alors une partie de la vapeur de l’émulsion, ce qui tend à diminuer son volume massique, donc à faire baisser le niveau, et à exagérer la demande d’alimentation. Le phénomène est rigoureusement inverse lors d’une réduction importante du débit de vapeur, entraînant un tassement transitoire du niveau qui appelle à augmenter le débit d’eau, alors qu’il s’agit d’une diminution du débit demandé.  La régulation à deux éléments est pilotée par le débit de vapeur et le niveau , ce dernier intervenant à titre correctif, à plus longue échéance lors des transitoires. Le système est logique puisqu’il s’agit d’apporter à la chaudière un débit d’eau équivalent au débit de vapeur prélevé, et il constitue une amélioration sensible mais souvent insuffisante.  Le perfectionnement classique est la régulation à trois éléments , pilotée par le débit de vapeur , le débit d’eau , et le niveau . Le signal pilotant la vanne d’alimentation résulte alors de la différence entre débit de vapeur et débit d’eau, ce qui évite de modifier le débit d’eau plus que nécessaire, même en cas de variations importantes. On évite ainsi d’accentuer les fluctuations de pression. Le niveau agit toujours en terme correctif à plus longue échéance. Il est enfin possible de prévoir un point de consigne de niveau variable en fonction de la charge, d’autant plus élevé que l’allure se rapproche de l’allure nominale, réservant ainsi au gonflement une marge d’autant plus réduite que la possibilité de prise de charge elle-même se réduit. La régulation à trois éléments autorise des variations de puissance rapides. 

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Figure 26 – Indicateur de niveau à manomètre différentiel

Sécurité de manque d’eau Le seuil de manque d’eau est le niveau le plus bas qui assure le refroidissement des parties métalliques de la chaudière en contact avec les fumées. Il est donc primordial d’arrêter les feux si le niveau tend à baisser au-dessous de cette limite, pour éviter de chauffer très fortement les parties de tubes ou de tôles de réservoir insuffisamment protégées, voire dénoyées. C’est pourquoi la sécurité de manque d’eau impose la coupure des feux et consiste toujours en deux détecteurs de niveau distincts, intervenant à deux seuils très rapprochés, supérieurs ou égaux au seuil théorique de manque d’eau. 

2.3.1.3 Stockage, mélange et répartition On compte sur la réserve d’eau contenue dans le réservoir pour parer aux à-coups provoqués par les opérations de démarrage, montée en pression, variations rapides de puissance (et, en particulier, coupure brutale de la demande en cas de déclenchement du turboalternateur). En outre, c’est dans le réservoir que s’effectue le mélange entre l’eau en circulation dans le système évaporatoire et celle en provenance de l’économiseur, mélange généralement assuré par un tube répartiteur muni de trous. Dans le réservoir, on trouve également : — l’aboutissement du système d’injection de réactif associé au traitement d’eau ; — souvent, le prélèvement pour la purge de déconcentration ; — les dispositifs de prélèvement d’échantillon permettant de juger de la teneur en sels de l’eau, et du primage dans la vapeur. Le réservoir doit aussi permettre d’éviter l’entraînement de vapeur dans les descentes d’eau ; cet entraînement peut se faire soit parce que les bulles de vapeur dégagées ou présentes sous le plan d’eau ne disposent pas d’un temps suffisant pour arriver à la surface, soit parce que la hauteur d’eau au-dessus des piétements de descente n’est pas suffisante pour éviter la formation d’un vortex. Un réservoir de chaudière est donc un compromis entre beaucoup d’exigences, la première étant d’assurer un diamètre minimal compte tenu de l’épaisseur imposée par les pressions élevées, tout en disposant de volume suffisant pour installer les dispositifs de séparation dans la zone de vapeur et conserver également une charge d’eau suffisante au-dessus des piétements de descente.



2.3.2 Séparateur

2.3.3 Cas particulier de la double circulation

C’est un appareil simplifié auquel on demande de jouer temporairement une partie du rôle du réservoir, principalement aux allures réduites des chaudières à circulation forcée, périodes où la protection des parties chauffées nécessite une recirculation d’eau. Les fonctions se réduisent alors : — à la séparation eau/vapeur par centrifugation, mais le primage peut s’élever à 1 ou 2 % ; — au maintien d’un niveau d’eau, pour ajuster correctement l’arrivée d’eau d’alimentation à la demande de vapeur. Dès que le débit de la chaudière dépasse le seuil de recirculation, le réglage combiné de la chauffe et du débit permet d’avoir de la vapeur légèrement surchauffée dans le séparateur, qui marche alors à sec. La disposition des tubulures d’entrée d’émulsion, de sortie d’eau est telle qu’elles provoquent un mouvement giratoire dans le séparateur qui se comporte comme un cyclone, la sortie de vapeur étant à l’extrémité supérieure, en général dans l’axe de l’appareil sinon par tubulures excentrées (figure 27). Le séparateur est constitué essentiellement d’un long cylindre vertical, dont le diamètre intérieur est d’environ 800 mm, permettant le passage d’un homme suspendu à un harnais, ou assis sur une plate-forme de petite dimension. Ce diamètre réduit permet, malgré les hautes pressions associées aux chaudières à circulation forcée, de rester à une épaisseur suffisamment faible pour ne pas créer des contraintes thermiques inadmissibles et admettre des gradients de températures élevés. Sur certaines chaudières de grande puissance, à pression très élevée, le système de séparation se compose de 4 séparateurs, un par écran de foyer, intégrés dans le système de recirculation d’eau ; les sorties de vapeur se rejoignent ensuite dans un séparateur complémentaire unique. Les chaudières à très faible taux de circulation (1 à 1,5), objets du paragraphe 2.2.2.4, sont munies de séparateurs « humides » en ce sens qu’on leur confère le rôle d’un réservoir avec maintien d’un niveau d’eau et séparation eau/vapeur à toutes les allures ; mais le primage est assez fort et n’est admissible qu’en raison de la préparation de l’eau dont la qualité exigée est équivalente à celle nécessaire pour une chaudière à circulation forcée.

La double circulation est une application astucieuse de la circulation naturelle qui permet aux chaudières de fonctionner avec une eau d’appoint anormalement saline et chargée en silice pour la pression d’utilisation envisagée, sans recourir à une purge de déconcentration trop forte, ni à la déminéralisation totale de l’eau. On peut ainsi se contenter d’un traitement simple de décarbonatation et désiliciage. Mais l’intérêt économique de cette solution a pratiquement disparu en France depuis une trentaine d’années, avec le développement des résines échangeuses d’ions et la mise à disposition sur le marché, à des prix abordables, d’installations de déminéralisation totale utilisant ces résines. Cependant, dans certains cas particuliers, où une grande quantité de vapeur est perdue et où il y a nécessité d’une quantité d’eau d’appoint importante, la double circulation conserve son avantage. Le procédé consiste à ménager dans la chaudière deux circuits d’eau et d’émulsion, distincts et spécialisés (figure 28) : — le circuit primaire I, correspondant aux surfaces d’échange les plus sollicitées du point de vue de l’échange thermique, dans lequel la concentration en sels sera limitée à la valeur compatible avec la pression de fonctionnement, grâce à une purge de déconcentration importante effectuée vers le circuit secondaire ; — le circuit secondaire II, correspondant aux surfaces d’échange les moins chargées de la chaudière, plus tolérantes quant à la limite maximale de salinité, dans lequel la concentration en sels sera plus élevée. La purge de déconcentration p du circuit secondaire, qui n’est autre que la purge globale de la chaudière, est limitée en fonction de la plus forte concentration admissible. Au contraire, la purge p 1 du circuit primaire est importante parce que, tenant lieu d’alimentation pour le circuit secondaire, elle doit égaler la somme de la production de vapeur de ce circuit secondaire et du débit de purge global de la chaudière. En écrivant que la quantité de sels entrant dans un réservoir est égale à celle sortant et en supposant le primage négligeable (figure 28), on obtient pour l’un et l’autre des réservoirs : Ac = (V 2 + p ) c 1 = pc 2 La valeur de V 2 résulte directement de la part des surfaces d’échange affectée au circuit secondaire ; V 2 est généralement compris entre 20 et 40 % de V . Exemple numérique : en admettant V 2 = 0,3 V  p = 0,05 V ( purge continue de 5 ou 1 % ), soit   p = 0,01 V on obtient pour une concentration c de l’eau d’alimentation : purge continue de déconcentration 5 % concentration du circuit primaire c 1 = 2,9c concentration du circuit secondaire c 2 = 20c

1% 3,3c 100c

La concentration du circuit secondaire dépend essentiellement de la purge continue et celle du circuit primaire dépend du rapport du débit de vapeur du circuit secondaire au débit total de vaporisation.

Figure 27 – Coupe schématique d’un séparateur : mouvement giratoire

Le dispositif de double circulation comprend une disposition complémentaire qui permet d’améliorer la qualité de la vapeur sans modifier les facteurs de concentration : elle consiste à amener V 2 au contact de l’eau d’alimentation froide du circuit primaire, de façon à condenser tout ou partie de la production de vapeur du circuit secondaire dans le circuit primaire. Ce système de lavage de la vapeur secondaire permet d’éliminer les effets de son primage, constitué de gouttelettes à forte concentration. L’adaptation d’une chaudière industrielle à la double circulation est relativement simple : elle consiste à disposer dans le réservoir supérieur un cloisonnement particulier (figure 29) séparant les circuits primaire et secondaire avec leur descente d’eau individuelle, tout en réservant les communications nécessaires au passage : — de l’eau du primaire vers le secondaire ; — de la vapeur du secondaire vers le primaire, à travers le dispositif de lavage ou de barbotage.


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Figure 28 – Schéma de la double circulation

2.4 Calculs de circulation L’objectif final du calcul est de s’assurer que n’importe quel tube du système évaporatoire, pour tous les cas de fonctionnement envisagés, est correctement refroidi par le fluide qui le parcourt, c’est-à-dire que la contrainte qu’il subit du fait de la pression est compatible avec la contrainte admissible pour le métal à la température à laquelle il est porté. Il faut donc déterminer : — le débit par tube ; — son titre en vapeur en différents points ; — le flux de chaleur reçu localement. Si l’on constate que l’ensemble débit, titre et flux reste à l’intérieur du domaine de l’ébullition nucléée, le coefficient d’échange interne est suffisamment élevé pour que l’on n’ait pas à s’inquiéter de la température du métal ; dans le cas contraire, il faut évaluer ce coefficient. La procédure de calcul du débit par tube dépend essentiellement du type de circulation de la chaudière : — en circulation naturelle, la force motrice est fournie par le chauffage du tube et la création de vapeur ; — en circulation assistée par pompe, il s’y ajoute celle apportée par la pompe ; — en circulation forcée, le débit global est égal à la production de vapeur de la chaudière en dehors du domaine où une recirculation s’impose.

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2.4.1 Circulation naturelle Descriptif de la circulation Le réservoir constitue le point de départ de la circulation. Selon le schéma de la figure 30, le débit d’émulsion en circulation M E descend par le circuit I sous forme d’eau, du moins à l’entrée, et remonte par le circuit II vers le réservoir, sous forme d’une émulsion de plus en plus chargée en vapeur au fur et à mesure qu’elle absorbe de la chaleur le long de son parcours. Si ρ 1 est la masse volumique moyenne du fluide dans le circuit I , et ρ 2 dans le circuit II, si H est la hauteur de la chaudière entre le plan d’eau dans le réservoir et le point bas du circuit, et si ∆p 1 et ∆p 2 sont les pertes de charge respectives de l’émulsion dans les circuits I et II , le débit M E en circulation est tel que : 

pression motrice ascensionnelle = pression résistante H (ρ 1 – ρ 2 ) g = ∆ p 1 + ∆ p 2 ( + ∆ p cyclone éventuel) On voit que le débit M E résultant de cet équilibre ne dépend pas directement du débit de vapeur M V de la chaudière, mais seulement de la conception et du dimensionnement des différents circuits, et de la façon dont ils sont chauffés, c’est-à-dire des facteurs qui déterminent d’une part la pression motrice et d’autre part la pression résistante, constituée par les pertes de charge. Le circuit I est de préférence non chauffé (colonnes d’alimentation extérieures), ou le moins chauffé de toute la chaudière (tubes de descente localisés en fin de parcours des fumées). Dans ce cas, la vitesse du fluide est de l’ordre de 1,5 à 2 m/s.



Figure 29 – Schéma d’un habillage de réservoir de chaudière pour la double circulation

Le circuit II ascendant et chauffé est de préférence constitué de tubes verticaux. Il comporte des tubes chauffés suivis de tubes de dégagement généralement non chauffés et nécessaires pour boucler le circuit sur le réservoir. Selon leur disposition et leur dimensionnement, ils sont plus ou moins favorables à la circulation. L’idéal est évidemment que les tubes d’alimentation descendent et que les tubes de dégagement montent. La vitesse de circulation requise à l’entrée des tubes chauffés est de l’ordre de 0,3 à 0,6 m/s selon l’inclinaison des tubes et la pression. La hauteur H de la chaudière n’est pas systématiquement favorable à la circulation car elle intervient non seulement dans l’expression de la force ascensionnelle, mais aussi dans la perte de charge accrue par la longueur des circuits. En principe, la totalité de la vapeur produite et véhiculée dans l’émulsion rejoint le réservoir et se dégage grâce au dispositif symbolisé sur la figure 30 par un cyclone (détail figure 24b ). Ce débit de vapeur, (1 + x ) M V , comprend : — d’une part, la production de vapeur effective de la chaudière M V qui est dirigée vers la sortie ou vers le surchauffeur (lequel n’intervient pas dans le principe de la circulation) ; — d’autre part, la quantité de vapeur xM V qui permet, en se condensant, de réchauffer jusqu’à la température de saturation le débit M V d’eau alimentaire, généralement délivrée à une température inférieure par l’économiseur, ou tout à fait froide, en l’absence d’économiseur. Simultanément, le séparateur restitue la quantité d’eau complémentaire de l’émulsion [M E – (1 + x ) M V ] qui reconstitue le débit d’eau M E à l’entrée du circuit I, grâce à l’apport M V de l’eau alimentaire et à celui de la vapeur condensée xM V qui a servi à la réchauffer à la température de saturation. Au total, le réservoir reçoit un débit M V d’eau alimentaire froide et restitue un débit M V de vapeur saturée, tandis que la chaudière véhicule un débit M E d’émulsion, contenant en moyenne (1 + x ) M V de vapeur. Selon que l’on rapporte le débit en circulation M E au débit effectif de la chaudière M V ou au débit réellement vaporisé (1 + x ) M V , en posant : M E = NM V = N 1 (1 + x ) M V le taux moyen de l’émulsion en chaudière s’exprime par : τ 1

( 1 x ) M V M E

1 x N

1 N 1

+ + = ------------------------------- = -------------- = ---------

Le rapport N est souvent considéré comme le nombre de circulations de la chaudière, alors que le véritable nombre de circulations, dont l’inverse correspond justement au taux moyen de l’émulsion en vapeur, est égal à N 1. Nous attirons l’attention sur cette différence entre N et N 1 , d’autant plus importante que le terme x défini plus haut est rarement négligeable : il ne s’annulerait que si l’eau était portée juste à saturation dans l’économiseur avant l’entrée en chaudière, et il deviendrait exceptionnellement négatif avec un économiseur vaporisateur délivrant de l’émulsion. Répartition de la chaleur absorbée par les écrans Elle est obtenue à partir du bilan global d’échange dans le foyer en tenant compte des profils de flux dans le foyer et des zones chauffées (§ 1.5). Il faut distinguer entre : — le flux moyen par zone, dont l’intégration étendue à l’ensemble du foyer correspond au bilan d’échange réel sur les parois. Il permet de calculer le titre en vapeur et la vitesse dans les tubes, critères en général suffisants pour la circulation naturelle dans le cas de chaudières à tubes lisses et à pression inférieure à 120 bar ; — le flux majoré d’un coefficient d’incertitude sur la répartition calorifique estimée, qui conduit à un échange accru et à une augmentation du titre de la vapeur générée par un tube ; 

Figure 30 – Chaudière à circulation naturelle : débits mis en jeu


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— le flux local maximal, encore plus élevé que le précédent, utilisé uniquement pour définir la marge par rapport aux conditions critiques du DNB. Cette détermination complémentaire est indispensable pour des pressions supérieures à 150 bar et dans le cas d’utilisation de tubes rainurés. Détermination du débit de circulation Le calcul de circulation, effectué par itération, permet de déterminer le débit d’équilibre , c’est-à-dire le débit pour lequel la perte de charge dans le circuit est égale à la charge motrice due à la différence de poids des colonnes de fluides. La teneur en vapeur de l’émulsion en chaque point du tube est déterminée pour un débit choisi arbitrairement, à partir de la courbe de répartition du flux calorifique (le tube étant divisé en tronçons pour les besoins du calcul). On détermine alors la perte de charge totale dans le circuit, en utilisant les formules classiques que l’on pourra consulter dans les différents articles de la rubrique Mécanique des fluides du traité Sciences fondamentales . On détermine, par ailleurs, à partir de la teneur en vapeur en tout point, le poids de la colonne d’émulsion et, par différence avec le poids de la colonne d’eau, la charge motrice. Ces calculs doivent être effectués pour plusieurs valeurs du débit d’entrée, dont deux au moins se trouvent de part et d’autre du débit d’équilibre recherché. Ce débit peut alors être déterminé par interpolation graphique. On en déduit le titre en vapeur en différents points. En pratique, ces calculs de circulation, très longs si l’on veut obtenir une bonne précision, sont toujours effectués sur ordinateur. Le calcul est fait, non par tube individuel, mais par familles regroupant tous les tubes ayant un même tracé et recevant un flux calorifique de même répartition. On compare ensuite, pour différents niveaux, le titre de vapeur dans le tube majoré d’une marge de sécurité, avec la valeur limite de ce titre qui risquerait de provoquer une surchauffe locale du tube (apparition du DNB sous l’effet du flux maximal local) pour les mêmes conditions de pression, vitesse massique et flux interne (figure 31) ; la comparaison de ces deux titres permet de juger si la circulation est suffisante : les deux courbes ne doivent pas se couper. On s’assure également que, même dans des régions peu chauffées, la vitesse ou la composition de l’émulsion sont telles qu’il n’y a pas possibilité de stratification et d’établissement d’un plan d’eau à l’intérieur du tube. Le débit qui s’établit naturellement dans un tube dépend de la chaleur qu’il reçoit, de ses pertes de charge et de la hauteur motrice qui résulte de sa production de vapeur ; mais il est également tributaire des pertes de charge des circuits amont et aval, communes avec d’autres tubes. L’aboutissement du calcul de circulation correspond aussi à l’optimisation de ce réseau de tubes, c’est-à-dire à la détermination du nombre et du diamètre des tubes d’alimentation (liaison entre les tubes de descente et le bas des écrans) et des tubes de dégagement. 

2.4.2 Circulation assistée par pompe Le calcul est mené de la même façon qu’en circulation naturelle, la hauteur manométrique donnée par les pompes venant s’ajouter à l’effet de circulation naturelle. Cependant, l’introduction de pompes de circulation met à la disposition du constructeur un paramètre supplémentaire pour la détermination des circuits. Il est alors possible d’admettre des pertes de charge plus importantes dans les écrans vaporisateurs, donc des diamètres plus petits. C’est ainsi que les chaudières à très haute pression en circulation naturelle ont couramment des tubes vaporisateurs de 63,5 mm de diamètre extérieur, alors que des diamètres de 44,5 ou 51 mm sont utilisés en circulation assistée.

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Figure 31 – Évolution du titre de vapeur d’un tube d’écran arrière (avec voûte)

Par ailleurs, la hauteur manométrique des pompes est choisie de façon à permettre l’installation d’un diaphragme à l’entrée de chaque tube vaporisateur. Ces diaphragmes sont calculés pour chaque tube en fonction de son tracé et du flux calorifique qu’il reçoit, de façon qu’il soit parcouru par le débit d’eau nécessaire. On peut ainsi déterminer le débit dans les tubes de façon que les titres de vapeur le long du tube approchent le maximum compatible avec la sécurité vis-à-vis du DNB. L’adoption de diaphragmes présente un avantage supplémentaire: en cas de sous-estimation des échanges sur une famille de tubes, l’agrandissement des orifices permet d’accroître le débit dans les tubes de cette famille, correction impossible en circulation naturelle.

2.4.3 Circulation forcée L’étude de la circulation consiste : — à rechercher la bonne répartition du fluide dans les tubes, pour tenir compte des différences de tracé et d’absorption. Bien que par construction on s’efforce d’établir une égalité de longueur entre tous les tubes du foyer (cendrier et écrans en spirale), et autant que possible une égalité d’absorption (1,5 à 2 tours de la spirale), il subsiste des écarts dus aux déviations locales, contournement des brûleurs ou des ramoneurs par exemple ; on l’obtient en créant une perte de charge par des diaphragmes ; — à vérifier que pour toutes les allures, du fait de la grande influence du débit sur le coefficient interne, la température des tubes reste compatible avec la nature de l’acier retenu ; — à contrôler la stabilité du système en étudiant l’effet d’inégalités de chauffe, par suite d’arrêts de certains brûleurs ou par présence de zones encrassées, et à juger de leur effet sur la température de la vapeur à la sortie, avec comme objectif d’éviter des écarts trop importants d’un tube à l’autre pour limiter les contraintes dans la membrane entre tubes et ne pas provoquer la déformation des écrans. La détermination des pertes de charge du tube chauffé est plus délicate que dans les autres systèmes de circulation puisque l’on y trouve successivement de l’eau, une émulsion qui s’enrichit progressivement de 0 à 100 % de vapeur, et enfin une vapeur qui se surchauffe. Le calcul du coefficient d’échange interne α i doit se faire lui aussi par itération vu l’influence de la température de la paroi interne sur ce coefficient.


Conception et calcul des chaudières

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par Jean PARISOT Ingénieur de l’École Centrale des Arts et Manufactures Ingénieur-conseil, Thermicien Ancien Chef de service Calcul/Conception de Stein Industrie

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P O U R

Doc. B 1 464 − 1

S A V O I R P L U S

P O U R E N S A V O I R P L U S

CONCEPTION ET CALCUL DES CHAUDIÈRES _________________________________________________________________________________________________

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Normalisation Association Française de Normalisation AFNOR

Deutsches Institut für Normung DIN

NF E 32-100

E DIN 1942

1-90

Code de construction des générateurs de vapeur. 272 p. comprend 8 parties de E 32-101 à E 32-120, dont E 32-103 : calcul de résistance des éléments soumis à une pression intérieure.

NF E 32-130

11-84

Générateurs de vapeur, à combustion, code d’essais.

NF E 32-131

9-82

Générateurs de vapeur. Évaluation conventionnelle de la perte par les parois en exploitation.

Doc. B 1 464 −

2

6-79

Abnahmeversuche an Dampferzeugern.

British Standards Institution BSI BS 2885

1974

Code for acceptance tests on stationary steam generators of the power station type.

International Organization for Standardization ISO ISO/R 831

1968

Rules for construction of stationary boilers.

Toute reproduction sans autorisation du Centre français d’exploit ation du droit de c opie est strictement interdite. − © Techniques de l’Ingénieur, traité Génie énergétique

_________________________________________________________________________________________________ CONCEPTION ET CALCUL DES CHAUDIÈRES

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Fabricants. Constructeurs Le Syndicat National de la Chaudronnerie, de la Tôlerie et de la Tuyauterie Industrielle (SNCT) peut à la demande fournir la liste de ses adhérents. Citons toutefois Babcock Entreprise . Babcock Wanson. CNIM Constructions Navales et Industrielles de la Méditerranée . Sereys . Socomas. Stein Fasel . Stein industrie.

P O U R E N S A V O I R P L U S

Toute reproduction sans autorisation du Centre français d’exploit ation du droit de co pie est strictement interdite. − © Techniques de l’Ingénieur, traité Génie énergétique

Doc. B 1 464 − 3

Conception Et Calcul Des Chaudières

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