FR3069290B1 - Machine rotodynamique comprenant des impulseurs helico radio axiaux avec controle du glissement interfacial - Google Patents

Abstract

Pompe diphasique comportant des impulseurs hélico radio axiaux dont la forme du carter en vis-à-vis des aubes est conçue pour le contrôle du glissement interfacial Le carter comporte, dans le plan méridien, au moins deux sections incurvées, une première concave pour la mise en accélération du liquide relativement au gaz et une seconde convexe pour maintenir la vitesse du liquide à une valeur sensiblement égale à celle du gaz. Elles sont situées, respectivement, côté entrée et sortie dudit impulseur. L'angle Alfa moyen du carter, dans le plan méridien, est compris entre 1 et 4 degrés. Il est défini par les deux côtés d'un triangle rectangle dont le côté opposé est égal à la différence des rayons extérieurs de sortie et d'entrée de l'impulseur et le côté adjacent est égal à la longueur axiale de l'impulseur. Le rayon intérieur du carter (rayon extérieur des aubes) est continuellement croissant de l'entrée vers la sortie.

Description

MACHINE ROTODYNAMIQUE COMPRENANT DES IMPULSEURSHELICO RADIO AXIAUX AVEC

CONTROLE DU GLISSEMENT INTERFACIAL

Domaine technique L’invention concerne une machine rotodynamique comportant un ouplusieurs impulseurs hélico radio axiaux avec contrôle du glissementinterfacial qui peut être utilisée, d’une façon générale, pour la compressionsimultanée d’une phase liquide et d’une phase gazeuse. Ces applications serencontrent, plus particulièrement, dans la production pétrolière, enpétrochimie ou en chimie.

Art antérieur

On entend par mélange diphasique, un mélange composé de deux phases,un fluide relativement incompressible (liquide) et un fluide compressible (gaz)de moindre masse volumique, chaque phase étant insoluble dans l’autre. Ondésigne par taux de gaz (GLR), le rapport entre le débit volumique de laphase gazeuse et celui de la phase liquide. On désigne par rapport desmasses volumiques (RoLG), le rapport entre la masse volumique de la phaseliquide et celle de la phase gazeuse. On désigne par glissement interfacial, ladifférence de vitesses entre la phase gazeuse et la phase liquide. Parextension, mélanges multiphasiques et polyphasiques se rapportent à desmélanges composés de plusieurs phases liquides non miscibles et d’unephase gazeuse.

Les machines de compression fonctionnent essentiellement selon deuxprincipes : rotodynamique et volumétrique. Dans le premier cas(principalement, machines radiales et axiales), l’énergie communiquée àl’arbre de compression est transmisse au fluide, dans un premier temps,sous une forme cinétique (vitesse - partie mobile) puis, dans un secondtemps, convertie en énergie potentielle (pression - partie fixe). Dans lesecond cas (principalement, machines à vis, à pistons, à lobes et à membranes), l’énergie communiquée à l’arbre est convertie directement enénergie potentielle.

La partie mobile d’une machine rotodynamique est appelée roue ouimpulseur tandis que la partie fixe est appelée diffuseur ou redresseur. Ondésigne par cellule hydraulique, l’ensemble constitué d’une partie fixe etd’une partie mobile.

Les parois latérales d’un canal hydraulique axial ou hélico radio axial sontconstituées d’un carter (ou couvercle - Diamètre extérieur) et d’un moyeu(Diamètre intérieur) pour, respectivement, les parties les plus éloignées et lesplus rapprochées de l’axe de rotation ainsi que d’un intrados et d’un extradospour, respectivement, la partie interne et externe de deux aubes adjacentes.L’aire ortho radiale d’un canal est définie dans un plan radial par la surfacecomprise entre deux aubes adjacentes. L’aire orthogonale d’un canal estdéfinie dans un plan normal à deux aubes adjacentes par la surfacecomprise entre ces deux aubes.

Le coefficient des pertes diphasiques (Phi) mesure le rapport entre les pertesde charge relatives à un écoulement diphasique (phases séparées) et cellesrelatives à un écoulement homogène (phases intimement mélangéess’apparentant à un écoulement monophasique) dans les mêmes conditionsde débit volumique. De par l’existence de pertes interfaciales, ce coefficientest toujours supérieur à 1.

Le rendement diphasique d’une machine (pompe ou compresseur) est lerapport entre l’énergie communiquée à un fluide ou un mélange de fluides etl’énergie transmise à l’arbre mettant en mouvement les impulseurs de lamachine. L’efficacité diphasique de hauteur (respectivement, de rendement)est le rapport entre la hauteur manométrique (respectivement, l’énergie)communiquée à un mélange diphasique et celle communiquée à un mélangehomogène monophasique dans les mêmes conditions de fonctionnement(vitesse, débit volumique, masse volumique, viscosité). De par l’existence depertes interfaciales, l’efficacité diphasique est toujours inférieure à 1.

Les machines rotodynamiques conçues pour la compression ou le pompaged’un fluide monophasique (compresseurs et pompes radiaux et axiaux) sonttotalement inadaptées à la compression d’un mélange diphasique gaz -liquide avec un fort contraste de masse volumique. Au-delà d’un taux de gazde l’ordre de 5 % (variable selon le rapport des masses volumiques) le gazconstitue un goulot d’étranglement à l’entrée d’un impulseur. Il en résulte uneforte dégradation des performances, la hauteur manométrique et lerendement diphasiques tendant vers zéro.

Dans les années 1980 (Brevets FR2474614, US4310335, WO8702117), unemachine hélico axiale a été développée de façon à remédier à ce problèmepermettant la compression d’un mélange diphasique indépendamment dutaux de gaz (d’une phase totalement gazeuse à une phase totalementliquide). Bien que cette invention ait apporté une grande amélioration dans lacompression d’un mélange diphasique, cette machine présente deux défautsprincipaux : un rendement monophasique dégradé de l’ordre de 30 % parrapport à une machine monophasique classique ainsi qu’une dégradationprogressive de l’efficacité diphasique au fur et à mesure que l’on s’éloignedes conditions monophasiques (efficacité minimale lorsque le GLR estcompris entre 2 et 6). Cette dégradation s’accroît lorsque le rapport desmasses volumiques (RoLG) augmente. Les rendements monophasiques etdiphasiques d’une machine hélico axiale (type rotodynamique) sontégalement inférieurs à ceux d’une machine volumétrique diphasique.

Une machine hélico axiale présente cependant des avantages par rapport àune machine volumétrique : une meilleure résistance aux éléments abrasifsou érosifs, une capacité à fonctionner sur une très longue durée quel que soitle taux de gaz, l’absence de vibrations et une moindre exigence en termesde maintenance.

Les performances diphasiques des machines radiales et hélico axialespeuvent s’analyser de la façon suivante : • Dans une machine radiale, la phase liquide plus dense, est expulséeradialement par la force centrifuge tandis que la phase gazeuse reste bloquée à l’entrée de l’impulseur. A l’inverse, dans une conduite fixe,horizontale, rectiligne et de section constante, le calcul et l’observationmontrent que la phase gazeuse se déplace plus rapidement que laphase liquide, principalement, à cause d’une moindre densité et d’unemoindre viscosité générant une moindre dissipation visqueuse. Ledéplacement des phases dans un canal hélico axial (surface externecylindrique) en rotation s’apparente à celui se produisant dans laconduite mentionnée ci-dessus où la phase liquide présente unemoindre vitesse par rapport à la phase gazeuse. Cette différence devitesse s’accroît lorsque les rapports des masses volumiques et desviscosités des phases s’accroissent. • De par sa conception, l’aube d’un impulseur hélico axial est peuincurvée générant un moindre coefficient de hauteur manométriquecomparé à un impulseur radial. • De par sa conception, l’aube d’un impulseur hélico axial est trèsallongée générant une très forte dissipation visqueuse conduisant àune diminution du rendement monophasique et, par conséquent,diphasique. • Le glissement interfacial à l’intérieur des impulseurs et des diffuseursgénère des angles d’incidence différents pour chaque phase en amontdes bords d’attaque d’aube et, par conséquent, des pertes d’entréequi n’existent pas pour les machines volumétriques.

Des tentatives ont été entreprises à l’aide de machines hélico radio axiales(HRA) de façon à apporter de meilleures performances en comparaison decelles d’une machine hélico axiale (HA). Un exemple de machine HRA estprésenté dans le brevet FR2899944. Plusieurs éléments peuvent expliquerles performances insuffisantes qui en résultent : - L’invention décrit l’angle Delta (formé dans un plan méridien entre lecarter de l’impulseur et l’axe de rotation) variant entre -20 et +20degrés à l’entrée de l’impulseur. Un angle négatif conduit à unrefoulement du liquide vers l’entrée, par conséquent, à un ralentissement de la phase liquide donc à un accroissement duglissement interfacial, l’inverse de l’effet recherché. Un anglesupérieur à quelques degrés conduit à une expulsion trop rapide duliquide vers le refoulement de l’impulseur comme dans le cas d’unimpulseur radial (blocage du gaz en entrée de l’impulseur). - La forme du carter de l’impulseur présente une forme concave (angleDelta croissant de l’entrée vers la sortie) ne permettant pas uncontrôle du glissement en tout point de la direction axiale. Une égalitédes vitesses des deux phases ne peut être obtenue sur une largezone avec une forme strictement concave. - L’angle Delta est décrit selon des intervalles de quelques dizaines dedegrés (entre - 20 et + 20 à l’entrée et entre 0.1 et 70 en sortie) alorsque la sensibilité à l’accélération radiale devrait conduire à des angles10 à 100 fois plus faibles que les valeurs extrêmes citées plus haut(20 et 70). L’objet de la présente invention est précisément d’améliorer lesperformances liées à la conception des machines hélico axiales et hélicoradio axiales de l’art antérieur. Résumé de l’invention L’invention concerne une machine rotodynamique pour comprimer unmélange multiphasique comportant au moins une phase gazeuse et unephase liquide, ladite machine comportant au moins un impulseur en rotationautour d’un axe et monté dans un carter et au moins un diffuseur solidaire ducarter, ledit impulseur comportant au moins deux aubes de façon à former aumoins deux canaux délimités par le moyeu, le carter et les deux dites aubes,caractérisé en ce que • ledit carter comporte, dans le plan méridien, au moins deux sections avecchacune une forme incurvée dans le plan méridien, une première partieconcave située côté entrée dudit impulseur pour la mise en accélérationdu liquide relativement au gaz et une seconde partie convexe située côté sortie dudit impulseur pour maintenir la vitesse du liquide à une valeursensiblement égale à celle du gaz, l’angle Alfa moyen du carter est compris entre 1 et 4 degrés, ledit angle Alfaétant compris dans un plan méridien et formé par la tangente au carter etl’axe de rotation (axe z) et ledit angle Alfa moyen étant défini par les deuxcôtés d’un triangle rectangle dont le côté opposé est égal à la différence desrayons extérieurs de sortie et d’entrée de l’impulseur et le côté adjacent estégal à la longueur axiale de l’impulseur, le rayon intérieur du carter (rayonextérieur des aubes) étant continuellement croissant de l’entrée vers lasortie.

Selon un mode de réalisation l’angle Alfa définissant la forme du carter dansun plan méridien est égal localement aux valeurs suivantes : 0.2, 4.0, 3.5, 1.5et 0.3 degrés, respectivement, aux positions axiales suivantes : 0.0, 0.4, 0.6,0.8 et 1.0, ces dernières valeurs représentant le rapport entre la distanceaxiale à l’entrée et la longueur axiale de l’impulseur, les valeurs d’anglepouvant varier selon un intervalle de 50 pourcent et ces valeurs variantsensiblement de façon linéaire dans les positions axiales intermédiaires.

Selon un mode de réalisation, à l’entrée dudit impulseur, l’angle Béta del’aube, formé dans le plan tangentiel à un cylindre de révolution, par leprojeté de la droite tangente à l’aube avec la droite située dans un plan radialtangente à un cylindre de révolution, est compris entre 4 et 30 degrés.

Selon un mode de réalisation, à la sortie dudit impulseur, l’angle Béta del’aube est compris entre 10 et 60 degrés cet angle variant de façon continueet croissante de l’entrée vers la sortie dans un intervalle de plus ou moins 10pourcent.

Selon un mode de réalisation, ledit redresseur comporte aux moins deuxaubes, la hauteur des dites aubes à l’entrée dudit redresseur étant égale à lahauteur des aubes en sortie d’impulseur dans un intervalle de dix pourcent etcelle en sortie dudit redresseur étant égale à celle à l’entrée de l’impulseurdans un intervalle de dix pourcent.

Brève description des figures D’autres caractéristiques et avantages de l’invention seront mieux compris etapparaîtront clairement à la lecture de la description, donnée à titre illustratifet nullement limitatif, faite ci-après en se référant aux dessins parmilesquels : - La figure 1 représente en coupe méridienne, deux impulseurs selonl’invention d’un compresseur (pompe) polyphasique avec un diffuseurentre ces deux impulseurs, - Les figures 2 et 3 représentent la variation du coefficient de pertesdiphasiques, Phi, en fonction du GLR et du RoLG pour un canalrectiligne en rotation avec, respectivement, un angle nul (figure 2) etun angle positif (figure 3) par rapport à l’axe de rotation, - La figure 4 définit les axes x, y et z, un plan radial, un plan tangent àun cylindre de révolution et l’angle Béta d’un canal dans ce plantangent. L’angle Béta d’une aube est formé, dans un plan tangentiel,par le projeté de la droite tangente à la direction moyenne d’un canalet l’axe x. L’axe x situé dans un plan radial (normal à l’axe de rotation)est tangent à un cylindre de révolution. L’axe y situé dans un planméridien (passant par l’axe de rotation) est perpendiculaire à l’axe derotation. L’axe z parallèle à l’axe de rotation est normal aux deuxautres axes. Les axes x, y et z constituent un système orthogonal. - La figure 5 définit un triangle de vitesses dans un plan tangent à uncylindre de révolution, - La figure 6 définit l’angle Alfa d’inclinaison du carter d’un impulseurpar rapport à l’axe de rotation, - La figure 7 représente la variation des angles Alfa et Beta en fonctionde la position axiale dans le cadre d’une application, - La figure 8 représente la variation des diamètres extérieur et intérieuren fonction de la position axiale ainsi que les cinq sections définissantla forme du diamètre extérieur, et - Les figures 9 et 10 représentent la variation de l’efficacité diphasiqueen fonction du GLR et du RoLG, respectivement, pour un impulseurconventionnel et pour un impulseur selon l’invention.

Description détaillée

La présente invention concerne une machine rotodynamique représentée parla figure 1 et, plus particulièrement, une forme de carter (ou diamètreextérieur, 6) d’impulseur 2 de compression diphasique dans un plan méridiendudit impulseur associé à un angle Alfa dudit carter selon la direction axialede façon à ce que de l’entrée jusqu’à la sortie de l’impulseur, la vitesse duliquide soit aussi proche que possible de celle du gaz limitant de ce fait lespertes énergétiques interfaciales (dissipation sous forme de chaleur) àl’interface des phases gaz et liquide et limitant, par voie de conséquence, lespertes énergétiques à l’entrée du diffuseur par une meilleure adaptation del’angle d’entrée des aubes du diffuseur 3 aux angles d’incidence des phasesliquide et gazeuse. Ce processus est appelé contrôle du glissementinterfacial ou contrôle de la vitesse des phases dans l’impulseur, l’objet de cecontrôle étant de réduire le glissement à une valeur aussi proche quepossible de zéro. Ce contrôle est exercé par la composante selon la directionde l’écoulement de la force centrifuge exercée sur les fluides (résultante detrois composantes) perpendiculairement à l’axe de la rotation.

Ce mode de contrôle du glissement interfacial permet l’utilisation d’aubesd’impulseur plus incurvées que par les techniques antérieures permettantune augmentation du rendement et du coefficient de pressionmonophasiques. Il en résulte, en diphasique, une augmentation durendement, du coefficient de pression ainsi que de l’efficacité.

Avant d’expliciter les caractéristiques de l’impulseur selon l’invention,quelques rappels sont donnés pour expliquer le comportement d’un fluidediphasique. L’invention portant sur un impulseur de compression diphasique aveccontrôle du glissement interfacial sera mieux comprise par la description d’unécoulement diphasique dans un canal rectiligne soumis à une rotation, le canal étant situé dans un plan méridien passant par l’axe de rotation et àdistance constante de l’axe au cours de la rotation. Le canal est d’aire(perpendiculairement à l’écoulement) constante maintenant une vitesseconstante de chaque phase entre l’entrée et la sortie du canal. Lescaractéristiques de l’écoulement sont présentées, ci-dessous, pour uneinclinaison nulle et non nulle du canal par rapport à l’axe de rotation.

Comme pour un canal au repos, lorsque l’inclinaison du canal en rotation estnulle (Distances de l’entrée et de la sortie du canal à l’axe de rotationégales), la vitesse du liquide est inférieure à celle du gaz, l’écarts’accroissant avec le rapport des masses volumiques RoLG. Les pertesénergétiques interfaciales sont mesurées par le facteur Phi pour une mêmecondition de fonctionnement (débit volumique, vitesse de rotation) pourplusieurs valeurs de RoGL et en fonction du GLR. Le facteur Phi 26 estreprésenté sur la figure 2. Il est maximum lorsque le GLR 25 est comprisentre 2 et 2.5 (quelle que soit la valeur de RoLG). Le facteur Phi estmaximum lorsque le rapport RoLG est le plus élevé soit quarante (21 -Courbe avec triangles) et minimum lorsque ce rapport est le plus faible soitcinq (24 - Courbe avec carrés). Il augmente de façon continue de la valeurminimum à la valeur maximum de RoLG. Les valeurs intermédiaires deRoLG représentées sont de dix, 23 et de vingt, 22. L’inclinaison est dite « négative » lorsque la distance du canal à l’axe derotation est plus grande à l’entrée qu’à la sortie du canal. Dans cetteconfiguration, la composante selon la direction du canal de la force centrifugecréée par la mise en rotation du canal est dirigée de la sortie vers l’entrée ducanal freinant l’entraînement du liquide vers la sortie du canal. Il en résulteune augmentation du facteur Phi correspondant à une augmentation dufacteur de glissement entre phases.

Lorsque l’inclinaison est positive (distance du canal à l’axe de rotation pluspetite à l’entrée qu’à la sortie du canal), la vitesse du liquide est accéléréepar rapport à celle du gaz (composante de la force centrifuge, dans ladirection du canal, dirigée de l’entrée vers la sortie du canal). Le facteur Phi • 34 est représenté sur la figure 3 en fonction du GLR 33 dans le cas d’uneinclinaison de 0.4 degré. Ce facteur est maximum lorsque le GLR estcompris entre 1.5 et 2. Il est considérablement diminué, pour toutes lesvaleurs de GLR et de RoLG par rapport à la figure 2 indiquant une vitesse dela phase liquide relativement proche de celle de la phase gazeuse bien quela première soit encore légèrement inférieure à la seconde. Les valeursextrêmes de RoLG sont représentées pour des valeurs de quarante, 31(FIG.3) et de cinq, 32.

Pour atteindre une égalité quasi parfaite entre les vitesses des phasesliquide et gazeuse, il faut utiliser une inclinaison de 0.5 degré (nonreprésentée ici pour des raisons de simplification). Dans ce dernier cas,l’écoulement diphasique (phases séparées) s’écoule de façon similaire à unécoulement homogène monophasique. Il en résulte que les pertesinterfaciales sont minimum et le coefficient de pertes Phi est voisin de 1.Lorsqu’un canal rectiligne en rotation est situé dans un plan méridien passantpar l’axe de rotation (section précédente) seule la force centrifuge généréepar la rotation du canal est présente, les vecteurs représentant les vitessesd’écoulement de chaque phase du mélange diphasique étant situés dans unplan passant par l’axe de rotation. Il n’y a pas dans ce cas d’effet Coriolis.

La figure 4 définit un plan radial 42 normal à l’axe z de rotation 45, un plantangent 43 à un cylindre de révolution 41 de rayon R, 40, l’axe x 44 situé à lafois dans un plan radial 42 et dans un plan tangent 43, l’axe y 46 normal auxaxes x et z ainsi que l’angle Béta 50 formé par la tangente 49 au projeté 48dans le plan tangent de la direction du canal et par l’axe x 44. La génératrice47 représente la ligne de tangence entre le plan tangent 43 et le cylindre derévolution 41.

La figure 5 définit le triangle de vitesses d’un écoulement projeté sur un plantangent 43 à un cylindre de révolution en tout point d’un canal hélicoïdal.Dans ce triangle, les vitesses W 53 et V 52 désignent, respectivement, lesvitesses relative (par rapport au canal) et absolue (par rapport à un repèrefixe) de l’écoulement. U 51 est la vitesse d’entraînement du canal. Wx 55 et

Vx 54 désignent les vitesses W et V projetées selon l’axe x 44 et Wz 56, lavitesse W projetée selon l’axe z 45.

Deux forces centrifuges et une force centripète (Coriolis) sont générées parla rotation du canal et le déplacement du fluide dans le canal compte tenu dela composante non nulle dans le plan radial de la vitesse de déplacementWx. Ces trois forces, F1, F2 et F3, toutes perpendiculaires à l’axe derotation, sont dues : - A la mise en rotation du canal ; F1=0mg2*R, centrifuge, - Au déplacement du fluide dans une direction transverse par rapport àun plan méridien (plus précisément de la composante de la vitesse Wdans le plan radial) ; F2=|Wx|2/R, centrifuge, - A la force de Coriolis ; F3=2*Omg2*jWx|, centripète, Où Omg est la vitesse angulaire de rotation, R la distance du canal à l’axe derotation. Les forces F1, F2 et F3 s’exercent dans la direction y 46. La sommedes forces F1 et F2 est supérieure (en valeur absolue) ou égale à F3. Parconséquent, la résultante des forces F1+F2+F3 est toujours dirigée dans ladirection des forces centrifuges. F1+F2 est égal à F3 seulement lorsque|Wx|=Omg*R.

Il apparaît dans cette section que la force centrifuge s’exerçant sur le fluideest non seulement dépendante d’Omg et de R mais également de W et deBéta. C’est cette dernière observation qui est mise en œuvre dans le canalhélico radio axial d’un impulseur.

La machine de compression / pompage diphasique représentée sur la figure1 est constituée d’au moins un impulseur hélico radio axial 2 détaillé ci-aprèssuivi d’un redresseur 3. L’impulseur comprend des aubes 4 et 12 montéessur un moyeu 5 lequel est monté sur un arbre d’entraînement 16. L’intérieurdes aubes constitue un canal dans lequel se déplace un fluide.

Les canaux sont fermés (flasque monté sur l’extérieur de l’impulseur, lecouvercle) ou ouverts, comme représenté sur la figure 1, la partie fixe en visà vis de l’impulseur constituant la partie supérieure des canaux (le carter - 6).Dans ce dernier cas, de façon à limiter la fuite de fluide entre deux canaux, la distance radiale 13 entre l’extrémité des aubes et le carter est de l’ordre dequelques dixièmes de mm. Les flèches 14 et 15 représentent la direction del’écoulement depuis l’entrée du premier impulseur jusqu’à la sortie du dernierimpulseur (figure 1 ) ou redresseur (diffuseur).

La forme géométrique des aubes 12 dans un plan orthogonal (coupeperpendiculaire à une aube ou à un écoulement) est conçue, de la façonconnue de l’homme du métier, de façon à apporter une résistancemécanique suffisante aux aubes (Forces appliquées par le fluide etrésultantes de la rotation). Les bords d’attaque et de fuite des aubes sontconçus de façon à minimiser le blocage hydraulique et à réduire les pertesentre parties fixes et mobiles (redresseur et impulseur).

Un impulseur est suivi d’un redresseur constituant à eux deux une cellulehydraulique. Plusieurs cellules hydrauliques sont montées en série del’entrée vers la sortie de la machine de compression diphasique de façon àsatisfaire les besoins en hauteur manométrique (Elévation de pression). Lesimpulseurs et les redresseurs sont séparés par des intervalles 10 de l’ordredu mm pour limiter les fuites entre les éléments fixes et tournants, toutcomme l’intervalle 11 séparant un redresseur de l’axe de rotation. Lestuyauteries et volutes d’entrée et de sortie sont conçues comme il est connude l’homme du métier.

Le diamètre extérieur et la hauteur des aubes à l’entrée d’un impulseur ainsique la vitesse de rotation définissent le débit volumique comme il est connude l’homme du métier.

La forme globale des canaux est conçue différemment dans le cadre del’invention par comparaison avec un canal strictement hélico axial (HA) ou uncanal hélico radio axial (HRA) sans contrôle du glissement interfacial : - Canal d’impulseur HA conventionnel (ou HRA) sans contrôle duglissement interfacial - Dans ce type de canaux, on privilégie lemélange des phases autant que le GLR, le RoLG, les viscosités et latension de surface le permettent. Cela est généralement possiblelorsque le GLR est inférieur à 2 (cette valeur dépend du RoLG). Ce mélange est facilité en concevant les canaux de façon à ce que lesaccélérations dans un système orthogonal soient toutes aussi faiblesque possible (dans les directions, respectivement, longitudinale àl’écoulement, transversale et radiale aux aubes). Il en résulte descanaux extrêmement longs conduisant à de fortes pertes visqueuses,une vitesse moyenne du liquide inférieure à celle du gaz en sortied’impulseur conduisant à de fortes pertes en entrée de diffuseur. Dansle cas d’un impulseur HA, le diamètre extérieur est constant. Sur lafigure 6, la composante dans le plan méridien de l’écoulement, auniveau du carter, s’effectue selon une direction 63 parallèle à l’axe derotation z 45. Par ailleurs, ces impulseurs utilisent une forme concavedu moyeu, retardant l’expulsion de la phase liquide du moyeu vers lecarter. Cette conception du moyeu apporte une inhomogénéité dans lavariation d’aire de l’entrée vers la sortie de l’impulseur générant uneinhomogénéité de la vitesse d’écoulement. - Canal d’impulseur HRA selon l’invention, avec contrôle du glissementinterfacial - Dans ce type de canaux, on combine, à la fois, lemélange des phases lorsque le GLR est relativement faible (inférieur à1) et le contrôle du glissement interfacial lorsque la séparation desphases est inéluctable. Le contrôle des phases repose sur une miseen accélération de la phase liquide à l’aide de la composante dans ladirection de l’écoulement de la résultante des forces centrifuges etcentripète. Sur la figure 6, la composante dans le plan méridien del’écoulement, au niveau du carter 61, s’effectue selon une direction 62faisant un angle Alfa 64 avec l’axe de rotation z 45. Cette accélérationest contrôlée, par la forme du carter, de façon à éviter une vitesse duliquide trop importante par rapport à celle du gaz comme cela seproduit dans un impulseur radial ou HRA de forte pente. Selon ceprincipe de fonctionnement il n’est plus nécessaire de minimiserl’accélération dans le sens de l’écoulement (liée au changementd’aire) ni celle transverse aux aubes permettant l’usage d’aubes plus incurvées que dans le cadre du paragraphe précédent. Par ailleurs, laforme du moyeu est déterminée par une variation d’aire orthogonalerégulière de l’entrée vers la sortie (limitation des pertes par diffusion)plutôt que par la création d’une force centripète pour retarderl’expulsion du liquide vers le carter.

De la conception d’un impulseur avec contrôle du glissement pariétal, ilrésulte plusieurs avantages : a. Des pertes interfaciales dans l’impulseur fortement réduites b. Des pertes diphasiques à l’entrée du redresseur et des pertesinterfaciales dans le redresseur réduites c. Des pertes visqueuses (monophasiques et diphasiques) dans le canald’impulseur réduites d. Un coefficient de pression augmenté (monophasique et diphasique).Les items a et b mentionnés ci-dessus conduisent à une augmentation del’efficacité diphasique indépendamment d’une amélioration des performancesmonophasiques.

Les items c et d mentionnés ci-dessus conduisent, en monophasique commeen diphasique, à une augmentation, à la fois, du rendement et du taux decompression. Ces améliorations s’ajoutent aux performances listées dans leparagraphe précédent concernant, strictement, l’amélioration de l’efficacitédiphasique (Items a et b).

Ces performances sont obtenues par l’invention définie de la façon suivanteet selon la figure 7 représentant la variation des angles Béta 71 et Alfa 72 endegrés 74 en fonction de la position axiale 73, en mètre, et selon la figure 8représentant la variation des diamètres extérieur 6 et intérieur 5, en mètre,en fonction de la position axiale 82, en mètre (Il convient de noter que sur lesfigures 7 et 8 les dimensions de longueur sont relatives à une applicationparticulière donnée à titre d’exemple - Diamètre extérieur moyen del’impulseur de 0.25 m) : - Le carter 6 comprend, dans le plan méridien, de l’entrée vers la sortieau moins deux sections avec chacune une forme incurvée, une première partie concave 84 (sommet dirigé vers l’axe de rotation)située côté entrée dudit impulseur pour la mise en accélération duliquide relativement au gaz et une seconde partie convexe 86(sommet dirigé vers l’extérieur de l’impulseur) située côté sortie duditimpulseur servant au maintien de l’accélération du liquide par rapportau gaz. - Au niveau du carter 6 et à l’entrée de l’impulseur, par conséquent, enamont de la section concave, la section 83 est sensiblement parallèleà l’axe de rotation. Au niveau du carter 6 et en sortie de l’impulseur,par conséquent, en aval de la section convexe, la section 87 estsensiblement parallèle à l’axe de rotation. Les dérivées en fonction dela position axiale des équations décrivant les formes concave etconvexe sont égales au niveau de chaque raccordement aussi bien auniveau de l’amont (entre 83 et 84), de l’aval (entre 86 et 87) que dansla partie intermédiaire (85, entre 84 et 86) de façon à limiter les pertesrésultant d’une discontinuité de forme ou de variation de forme. - L’angle moyen Alfa 64 du carter, dans le plan méridien, est comprisentre 1 et 4 degrés (préférentiellement 2 degrés), ledit angle Alfa étantdéfini par les deux côtés d’un triangle rectangle dont le côté opposéest égal à la différence des rayons de sortie et d’entrée de l’impulseuret le côté adjacent est égal à la longueur axiale de l’impulseur.

Le rayon du carter est continuellement croissant de l’entrée vers la sortie del’impulseur. Un élément supplémentaire à l’invention consiste en uneaccentuation de la forme incurvée des aubes de façon à augmenter, parrapport à une hydraulique HA conventionnelle, la différence entre les anglesde sortie et d’entrée des aubes (Béta) et à réduire la longueur des aubes.Cette action permet d’augmenter, à la fois, le coefficient de pression et lerendement. Ces améliorations de performance sont obtenues enmonophasique comme en diphasique (polyphasique).

Le nombre d’aubes n est choisi de façon à ce que la distance orthogonaleentre deux aubes adjacentes approxime, au milieu de la distance axiale, la hauteur des aubes mesurée par la distance séparant le carter du moyeudans une direction radiale à l’axe de rotation. Cependant, le nombre d’aubespeut être supérieur ou inférieur d’une unité au nombre n d’aubes comme ilest défini ci-dessus. Les aubes sont montées préférentiellement radialementau moyeu. L’angle Béta des aubes varie préférentiellement de façon linéaire entrel’entrée et la sortie de l’impulseur.

Le rapport entre le diamètre extérieur à l’entrée et la longueur axiale del’impulseur est compris entre 4 et 6 mais il est, préférentiellement, égal à 5. L’aire orthogonale entre deux aubes augmente de façon continue etcroissante de l’entrée vers la sortie et dans un rapport compris entre 1.5 et2.1 (préférentiellement 1.8) entre les aires de sortie et d’entrée. A l’entrée, le diamètre extérieur de l’impulseur, la hauteur des aubes etl’angle Béta sont définis comme il est connu de l’homme du métier enfonction des données relatives au débit volumique du mélange polyphasiqueet à la vitesse de rotation.

Les lois de variation des angles Alfa et Beta ainsi que de la variation d’aireorthogonale définissent les diamètres extérieur et intérieur ainsi que la formedes aubes en tout point de l’impulseur.

Les performances résultant de l’invention sont données dans le cas d’uneapplication particulière ne limitant pas le cadre de l’invention, figures 7 à 10. - L’angle Béta 71 moyen est de 8 degrés à l’entrée et de 32 degrés à lasortie des aubes. Il évolue de façon linéaire le long de la directionaxiale. - Au niveau du couvercle, l’angle Alfa (72) prend les valeurs commeindiqué ci-dessous.

Où « Dist Fraction » représente la distance à l’entrée en fraction de lalongueur axiale et où « Forme Carter » indique la forme approximative ducarter dans la zone comprenant cette position (Linéaire, Concave ouConvexe).

Les efficacités diphasiques d’un impulseur Hélico Radio Axial sans et aveccontrôle du glissement interfacial sont présentées, respectivement, sur lesfigures 9 et 10. Les résultats sont les suivants : - L’efficacité diphasique est minimum pour les deux types d’impulseur etpour tous les rapports de masses volumiques RoLG pour un GLRvoisin de 2. - Pour un grand rapport de masses volumiques RoLG (valeur de 40),l’efficacité diphasique est augmentée de façon importante de 0.23 (HAconventionnel - 91 figure 9) à 0.60 (HRA selon l’invention - 101 figure10). - Pour un rapport plus faible de masses volumiques RoLG (valeur de 5),l’efficacité diphasique est augmentée de 0.63 (HA conventionnel - 94figure 9) à 0.80 (HRA selon l’invention -104 figure 10).

Il apparaît à travers cet exemple numérique que le contrôle du glissementinterfacial est considérablement plus efficace lorsque le rapport de massesvolumiques RoLG est élevé c'est-à-dire aussi lorsque la séparation desphases est inéluctable.

Variation du coefficient de pression selon la présente application particulière :Le coefficient de pression est augmenté de 0.50 (HA conventionnel) à 0.60(HRA selon l’invention) permettant une réduction du nombre d’étages decompression de l’ordre de 20 % pour une hauteur manométrique donnée.

Claims (3)

1. REVENDICATIONS

   1 - Machine rotodynamique (1) pour comprimer un mélange multiphasiquecomportant au moins une phase gazeuse et une phase liquide, laditemachine comportant au moins un impulseur (2) en rotation autour d’un axe(16) et monté dans un carter (6) et au moins un diffuseur (3) solidaire ducarter, ledit impulseur comportant au moins deux aubes (4 et 12) de façon àformer au moins deux canaux délimités par le moyeu (5), le carter et les deuxdites aubes, caractérisée en ce que : • ledit carter (6) comporte, dans le plan méridien, au moins deuxsections avec chacune une forme incurvée dans le planméridien, une première partie concave (84) située côté entréedudit impulseur pour la mise en accélération du liquiderelativement au gaz et une seconde partie convexe (86) situéecôté sortie dudit impulseur pour maintenir la vitesse du liquide àune valeur sensiblement égale à celle du gaz, • Γ angle Alfa moyen (64) du carter, dans le plan méridien, estcompris entre 1 et 4 degrés, ledit angle Alfa étant défini par lesdeux côtés d’un triangle rectangle dont le côté opposé est égalà la différence des rayons extérieurs de sortie et d’entrée del’impulseur et le côté adjacent est égal à la longueur axiale del’impulseur, le rayon intérieur du carter (rayon extérieur desaubes) étant continuellement croissant de l’entrée vers lasortie.
2. 2 - Machine rotodynamique selon la revendication 1 caractérisée en quel’angle Alfa définissant la forme du carter dans un plan méridien est égallocalement aux valeurs suivantes: 0.2, 4.0, 3.5, 1.5 et 0.3 degrés,respectivement, aux positions axiales suivantes : 0.0, 0.4, 0.6, 0.8 et 1.0, cesdernières valeurs représentant le rapport entre la distance axiale à l’entrée etla longueur axiale de l’impulseur, les valeurs d’angle pouvant varier selon un intervalle de 50 pourcent et ces valeurs variant sensiblement de façonlinéaire dans les positions axiales intermédiaires.
3. 3 - Machine rotodynamique selon la revendication 2 dans laquelle, à l’entréede l’impulseur, l’angle Béta de l’aube, formé dans le plan tangentiel à uncylindre de révolution, par le projeté de la droite tangente à l’aube avec ladroite située dans un plan radial tangente à un cylindre de révolution estcompris entre 4 et 30 degrés 4 - Machine rotodynamique selon la revendication 2 dans laquelle, à la sortiede l’impulseur, l’angle Béta de l’aube est compris entre 10 et 60 degrés quecet angle varie de façon continue et croissante de l’entrée vers la sortie dansun intervalle de plus ou moins 10 pourcent. 5 - Machine rotodynamique selon l’une des revendications précédentescaractérisée en ce que le nombre d’aubes n de l’impulseur est égal ousupérieur à 2 et est choisi de façon à ce que la distance orthogonale entredeux aubes adjacentes approxime la hauteur des aubes mesurée par ladistance séparant le carter du moyeu dans une direction radiale à l’axe derotation. 6 - Machine rotodynamique selon l’une des revendications précédentescaractérisée en ce que le nombre d’aubes est supérieur ou inférieur d’uneunité au nombre n d’aubes correspondant à l’approximation entre la distanceorthogonale entre deux aubes adjacentes et la hauteur des aubes. 7 - Machine rotodynamique selon l’une des revendications précédentescaractérisée en ce que l’aire orthogonale entre deux aubes augmente defaçon continue et croissante de l’entrée vers la sortie et dans un rapportcompris entre 1.5 et 2.1 (préférentiellement 1.8) entre les aires de sortie etd’entrée. 8 - Machine rotodynamique selon l’une des revendications précédentecaractérisée en ce que, le redresseur comporte aux moins deux aubes, lahauteur des dites aubes à l’entrée dudit redresseur étant égale à la hauteurdes aubes en sortie d’impulseur dans un intervalle de dix pourcent et celle ensortie dudit redresseur étant égale à celle à l’entrée de l’impulseur dans unintervalle de dix pourcent. 9 - Machine rotodynamique selon l’une des revendications précédentescaractérisée en ce que, l’impulseur comporte un couvercle sur sa partieexterne ledit couvercle étant solidaire des aubes de l’impulseur. 10 - Machine rotodynamique selon l’une des revendications précédentescomportant plusieurs impulseurs séparés par des redresseurs.