Rapport DEA

Développement d’un prototype SIPDA(Scavenge Integrated Pump and DesAerator)

en eau et de son banc d’essai

Promoteur de DEA : Hendrick Patrick

Université Libre de Bruxelles Travail de spécialisationFaculté des Sciences Appliquées présenté par Gruselle FrançoisService d’Aéro-Thermo-Mécanique en vue de l’obtention duAnnée académique 2006-2007 Diplôme d’Etudes Approfondies

Je tiens à remercier particulièrement

Patrick Hendrick pour son encadrement et son soutien,Grégory Saive pour sa collaboration,

Adnane Benziane pour son aide au quotidien,Raphaël de Bisschop pour ses travaux d’usinage,

Karim Fachouche pour ses essais sur les séparateurs,Christophe Riga pour ses conseils avisés et sa bonne humeur quotidienne,

Yves Detandt pour son aide et sa précieuse connaissance du système informatique,le service d’Aéro-Thermo-Mécanique pour leur acceuil chaleureux.

Table des matières

1 Introduction 11.1 Cadre du projet . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 11.2 Objectifs : aspects généraux . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 11.3 Objectifs : aspects détaillés . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 3

2 Recherches bibliographiques 42.1 Introduction . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 42.2 Les écoulements diphasiques : notions essentielles . . . . . . . . . . 52.3 Le pompage d’écoulements diphasiques . . . . . . . . . . . . . . . . 72.4 La cavitation . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 92.5 Les techniques de séparation d’écoulements diphasiques . . . . . . . 12

2.5.1 Les séparateurs par pesanteur . . . . . . . . . . . . . . . . . 122.5.2 Les séparateurs centrifuges . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 122.5.3 Les éliminateurs de brouillard . . . . . . . . . . . . . . . . . 122.5.4 Les séparateurs à aubes (ou à cloisons) . . . . . . . . . . . . 122.5.5 Les séparateurs à cartouches . . . . . . . . . . . . . . . . . . 13

3 Etudes expérimentales 153.1 Introduction - cahier des charges . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 153.2 Le banc d’essai . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 16

3.2.1 Le circuit d’entrée . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 163.2.2 La sortie "eau" . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 183.2.3 La sortie "Air" . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 193.2.4 Le système d’acquisition . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 21

3.3 Les prototypes SIPDA . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 243.3.1 Le premier prototype : pompe centrifuge . . . . . . . . . . . 243.3.2 Les essais en liquide pur du premier prototype . . . . . . . . 263.3.3 Les essais en mélange diphasique du premier prototype . . . 293.3.4 Le second prototype : pompe hélico-radiale . . . . . . . . . . 30

3.4 L’efficacité des séparateurs . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 313.4.1 La cuve de décantation . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 31

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TABLE DES MATIÈRES ii

3.4.2 Le tube vortex . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 32

4 Simulations numériques 334.1 CD-Adapco . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 334.2 Le maillage . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 344.3 La méthodologie . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 36

4.3.1 Le solver et le modèle de turbulence . . . . . . . . . . . . . . 364.3.2 Le fluide incompressible monophasique . . . . . . . . . . . . 364.3.3 Rotating Reference Frame . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 374.3.4 Les conditions aux limites . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 38

4.4 Les résultats . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 394.4.1 Comparaison entre le fluide de densité moyenne et l’eau . . . 394.4.2 Comparaison entre les deux vitesses de rotation . . . . . . . 414.4.3 Profil de vitesse dans un canal interaube . . . . . . . . . . . 414.4.4 Séparation des deux phases . . . . . . . . . . . . . . . . . . 454.4.5 Résultats supplémentaires . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 454.4.6 Conclusions . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 45

5 Conclusions et perspectives 49

Bibliographie 51

A Schéma du tube vortex 53

B Caractéristiques d’huiles de lubrification 54

C Caractéristiques du débitmètre pour l’eau 55

Table des figures

1.1 Principe de la lubrification des paliers . . . . . . . . . . . . . . . . . 2

2.1 Les différents régimes d’écoulements en conduite . . . . . . . . . . . 62.2 Illustration du phénomène de cavitation dans le cas d’une hélice . . 102.3 Illustration du phénomène d’érosion lié à la cavitation . . . . . . . . 112.4 Exemple de mousse métallique . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 132.5 Exemple de séparateur à cloisons . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 132.6 Exemple de séparateur à cartouches . . . . . . . . . . . . . . . . . . 14

3.1 Schéma de l’enceinte de mélange . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 163.2 Photo de l’enceinte de mélange . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 183.3 Schéma du principe de la décantation . . . . . . . . . . . . . . . . . 183.4 Cuves utilisées pour la décantation . . . . . . . . . . . . . . . . . . 193.5 Schéma du principe du tube vortex . . . . . . . . . . . . . . . . . . 203.6 Photo du tube vortex . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 213.7 Schéma d’ensemble du banc d’essai . . . . . . . . . . . . . . . . . . 233.8 Schéma d’une pompe centrifuge . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 253.9 Photo du premier prototype et de son moteur d’entraînement . . . . 263.10 Premier prototype SIPDA . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 273.11 Schéma de la répartition des fluides dans le SIPDA . . . . . . . . . 283.12 Caractéristique du premier prototype SIPDA (eau pure, 1000 tr/min) 283.13 Essai en mélange diphasique du premier prototype SIPDA . . . . . 293.14 Schéma du nouveau prototype SIPDA - pompe hélico-radiale . . . . 31

4.1 Le maillage fluide modélisant la géométrie du premier prototypeSIPDA . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 35

4.2 Cellules "baffles" représentant les parois mobiles du SIPDA . . . . . 354.3 Conditions aux limites . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 384.4 Simulation en eau : champ de vitesse absolue à 3000 tr/min (vue en

coupe du rouet) . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 40

iii

TABLE DES FIGURES iv

4.5 Simulation avec le fluide moyen : champ de vitesse absolue à 3000tr/min (vue en coupe du rouet) . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 40

4.6 Simulation en eau : champ de pression statique à 3000 tr/min (vueen coupe du rouet) . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 42

4.7 Simulation avec le fluide moyen : champ de pression statique à 3000tr/min (vue en coupe du rouet) . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 42

4.8 Simulation en eau : champ de pression totale à 3000 tr/min (vue encoupe du rouet) . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 43

4.9 Simulation avec le fluide moyen : champ de pression totale à 3000tr/min (vue en coupe du rouet) . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 43

4.10 Simulation en eau : champ de vitesse absolue à 1000 tr/min (vue encoupe du rouet) . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 44

4.11 Simulation en eau : champ de pression totale à 1000 tr/min (vue encoupe du rouet) . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 44

4.12 Simulation avec le fluide moyen : champ de vitesse absolue à 1000tr/min (vue en coupe d’un canal interaube) . . . . . . . . . . . . . 46

4.13 Simulation avec le fluide moyen : champ de vitesse relative à 1000tr/min (vue en coupe d’un canal interaube) . . . . . . . . . . . . . 46

4.14 Simulation avec le fluide moyen : champ de pression statique à 3000tr/min (vue en coupe de l’arrière du rouet) . . . . . . . . . . . . . . 47

4.15 Simulation avec le fluide moyen : champ d’énergie cinétique turbu-lente à 1000 tr/min (vue en coupe du rouet) . . . . . . . . . . . . . 47

A.1 Schéma du tube vortex . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 53

B.1 Propriétés de différentes huiles de lubrification pour turboréacteurs 54

Table des symboles

p : pression statiqueT : température statiqueρ : masse volumiquer : constante spécifique de l’airα : fraction de videε : efficacitém : débit massiqueQ : débit volumiquev : vitesse absolueu : vitesse d’entrainementPR : puissance fournie par la rouePt : pression totaleα1 : angle entre la vitesse absolue et la vitesse

d’entraînement à l’entrée de la roueα2 : angle entre la vitesse absolue et la vitesse

d’entraînement à la sortie de la roueω : vitesse angulaire du rouetr2 : rayon de sortie du rouet

v

Chapitre 1

Introduction

1.1 Cadre du projetCe projet est réalisé en vue de l’obtention d’un Diplôme d’Etude Approfondie

(DEA) en Sciences Appliquées. Il s’inscrit dans le cadre d’une collaboration entre leService d’Aéro-Thermo-Mécanique de l’Université Libre de Bruxelles et TechspaceAéro en vue de développer et d’optimiser un système de lubrification innovant pourle futur turboréacteur LEAP 56 (successeur du turboréacteur civil CFM56).

La consommation d’huile étant un paramètre majeur limitant l’autonomie desavions actuels, l’optimisation du système de lubrification relève donc d’un intérêtcrucial en aviation civile.

1.2 Objectifs : aspects générauxL’objectif global de cette collaboration est de diminuer l’encombrement et la

masse du système de lubrification et d’augmenter son efficacité. De manière gé-nérale, le système d’huile sert à fournir la lubrification et le refroidissement auxpaliers et aux roulements supportant l’arbre moteur, ainsi qu’aux boîtes d’engre-nages entraînant les différents accesoires.

Pour ce faire, le circuit d’huile est séparé en trois circuits distincts :– le circuit d’alimentation et d’injection d’huile (oil supply circuit) comprenant

le réservoir d’huile, une pompe d’alimentation et un filtre,– le circuit de récupération d’huile (oil scavenge circuit),– le circuit de mise à l’air libre (oil venting circuit).

Le circuit de récupération est lui-même composé de :

1

CHAPITRE 1. INTRODUCTION 2

– plusieurs pompes de récupération,– un ou plusieurs désaérateurs,– un ou plusieurs déshuileurs.

Le projet SIPDA (Scavenge Integrated Pump and DesAerator) a pour objectifde remplacer ces différents éléments du circuit de récupération actuel par uneturbopompe unique qui rassemblera donc les fonctions de pompage et de séparationhuile/air. En effet, le mélange absorbé par les pompes de récupération est unmélange diphasique (huile/air) car l’étanchéité des enceintes entourant les palierset les roulements est assurée par des joints pressurisés par de l’air qui pénètre dansl’enceinte et empêche l’huile d’en sortir (voir Figure 1.1). Cet air se mêle alors àl’huile qui doit donc être désaérée avant son retour au réservoir.

Fig. 1.1 – Principe de la lubrification des paliers

Tant que l’air est dissout dans l’huile, il ne perturbe pas les fonctions de lubrifi-cation. Mais lorsque la pression de fonctionnement chute en dessous de la pressionde saturation de l’air, des bulles d’air apparaissent dans l’huile (phénomène de ca-vitation) ce qui a pour effet d’augmenter la compressibilité de l’huile et de favoriserl’apparition d’oscillations de pression dans le circuit d’huile.

La présence d’air peut donc causer différentes dégradations :– usure et défaillance prématurée des joints d’étanchéité par infiltration de

petites bulles d’air ;– érosion des joints d’étanchéité par implosion de bulles d’air sous l’effet d’une

diminution de pression (cavitation) ;

CHAPITRE 1. INTRODUCTION 3

– brûlure et durcissement des joints d’éctanchéité par une mise à feu du mé-lange air/huile sous l’effet de pressions et températures élevées (effet diesel).

La désaération de l’huile est donc une étape très importante du circuit delubrification des turbomachines et des turboréacteurs car l’air peut causer de gravesdégâts, en particulier aux joints d’étanchéité.

1.3 Objectifs : aspects détaillésL’étendue de ce projet, réalisé en vue de l’obtention du DEA, ne couvre pas

l’entièreté du projet SIPDA qui s’étend sur plusieurs années. Ce travail a plu-tôt comme objectif d’étudier la faisabilité du projet, d’aborder les problèmes depompage de fluide diphasique, d’amorcer l’expérimentation sur banc d’essai et lesactivités de CFD en écoulement biphasique liquide/gaz. En particulier, trois axesde recherche ont été suivis :

– Recherches bibliographiques sur les techniques de séparation et/ou de pom-page de fluide diphasique (eau/air et huile/air),

– Etudes expérimentales d’un premier prototype SIPDA fonctionnant sous unmélange eau/air,

– Simulations numériques de l’écoulement dans la turbopompe SIPDA.

Les chapitres suivants seront scindés selon ces différents axes de recherche.

Chapitre 2

Recherches bibliographiques

2.1 IntroductionLe problème des écoulements multiphasés englobe un vaste champ d’applica-

tions, une foule de disciplines technologiques, un spectre étendu de différenteséchelles, et une multitude de différentes approches analytiques. Dans ce travail,seuls les écoulements diphasiques liquide/gaz seront abordés. La complexité desphénomènes liés aux écoulements diphasiques fait, qu’à l’heure actuelle, la maî-trise de tels écoulements est loin d’être aboutie, tant au point de vue analytique,que numérique et expérimental.

Trois principaux domaines où les procéssus industriels ont succité un dévelop-pement important de recherche théorique et expérimentale sont concernés par lesécoulements diphasiques liquide/gaz [1] :

– Génie nucléaire : pour prévoir le comportement des circuits de refroidissementdes réacteurs nucléaires en fonctionnement nominal (en régime transitoire ouen évolution accidentelle), la connaissance approfondie de la thermohydrau-lique des écoulements diphasiques est nécessaire. En particulier, il s’agit deprévoir le comportement des pompes de circulation de l’eau de refroidisse-ment sous l’effet d’une vaporisation du liquide.

– Génie chimique : notament pour augmenter les surfaces d’échange liquide/gazpour favoriser les réactions chimiques.

– Génie pétrolier : les écoulements liquide/gaz sont fréquemment rencontréssurtout dans l’exploitation des gisements. En exploitation naturelle, le pé-trole est extrait sous l’effet de la pression exercée par le gaz sur le liquide,et en exploitation assistée, on injecte du gaz sous pression dans la poche dugisement.

4

CHAPITRE 2. RECHERCHES BIBLIOGRAPHIQUES 5

D’autres applications plus spécifiques des écoulements diphasiques sont lespompes à chaleur, les machines frigorifiques, les pompes du type gaz lift, etc.

Ce chapitre propose une description d’une part des aspects généraux des écoule-ments diphasiques, d’autre part des problèmes de pompage de ce type d’écoulementet enfin, des techniques de séparation de tels écoulements.

2.2 Les écoulements diphasiques : notions essen-tielles

La propriété la plus importante d’un écoulement diphasique est sa configura-tion [7], c’est-à-dire les caractéristiques géométriques des interfaces séparant gaz etliquide. En principe, celle-ci est déterminée par les conditions aux limites imposéeset la géométrie du système ; dans le cas où toutes les conditions aux limites ne sontpas connues (par exemple les conditions d’injection, la turbulence à l’amont du sys-tème), la configuration est déterminée par l’observation ou parfois peut être prévue.

On distingue trois configurations élémentaires :– configuration dispersée : la phase dispersée forme de petites inclusions (bulles

si c’est du gaz, gouttes si c’est du liquide) dans l’autre phase appelée phasecontinue ;

– configuration séparée (ou stratifiée) : les deux phases n’ont qu’une seule in-terface commune ; dans une conduite on distingue le cas où les deux phasessont en contact avec la paroi (stratifiée) ou seulement l’une (annulaire) ;

– configuration intermittente (à bouchons, à poches) : les phases se succèdentalternativement dans une section de l’écoulement ; ce type n’existe que dansles conduites ou les colonnes.

Le plus souvent, il y a combinaison des trois formes élémentaires. La figure 2.1montre les cas les plus courants pour l’écoulement dans une conduite.

Différents types de mélange liquide/gaz peuvent être distingués au regard ducomportement du fluide diphasique :

– gaz insoluble dans le liquide qui pénètre dans la pompe avec le liquide ;– gaz initialement dissous dans le liquide qui se vaporise sous une diminution

de pression ;– le liquide lui-même se vaporise sous une diminution de pression et/ou une

augmentation de la température.


Fig. 2.1 – Les différents régimes d’écoulements en conduite


Le régime, turbulent ou laminaire dans une ou deux phases, stationnaire ou ins-tationnaire, est aussi un facteur important. L’aspect souvent fluctuant, localement,d’un écoulement diphasique doit être distingué de l’instationnarité mécanique : unécoulement est stationnaire si les conditions aux limites (vitesses, pressions) sontindépendantes du temps ; les moyennes statistiques effectuées sur les fluctuationssont alors également indépendantes du temps.

Les transferts de masse, de quantité de mouvement et d’énergie entre phases,en général imposés par les conditions aux limites, sont d’une grande importance.Lorsqu’ils sont faibles, le système peut être considéré comme une suite de quasiéquilibres évoluant lentement avec le temps ou avec une coordonnée d’écoulement.Si l’écoulement ne présente pas de grosses poches de gaz accumulées localement,l’hypothèse d’un comportement isotherme des bulles d’air est valable.

La stabilité des écoulements diphasiques est souvent précaire : la configurationchange alors avec le temps ou avec la coordonnée d’écoulement. On observe desinstabilités dynamiques (apparition de bouchons dans les conduites par exemple),interfaciales (coalescences) ou thermiques (autovaporisation, assèchement de pa-roi).

Les fluides sont déterminés par leurs variables d’état thermodynamiques, onpeut prendre par commodité la pression p et la température T . Les propriétés phy-siques sont alors déterminées : masse volumique ρ, viscosité dynamique µ et diverscoefficients thermodynamiques (chaleurs massiques, coefficients de dilatation, etc.).On supposera le plus souvent que le gaz ou la vapeur est un gaz parfait d’équationd’état :

pG = ρGrTG (2.1)

et que le liquide a une masse volumique ρL constante si la température ne varie pas.

Un grand nom en matière d’écoulement multiphasique est Brennen avec [2].

2.3 Le pompage d’écoulements diphasiquesComme expliqué au paragraphe 2.1, les écoulements diphasiques ont été prin-

cipalement étudiés par les secteurs nucléaire, chimique et pétrolier. Cette sections’intéressera plus particulièrement au pompage de tels écoulements qui fut l’ob-jet d’une recherche intensive de la part du secteur nucléaire. En effet, dès la findes années 70 et au début des années 80, de nombreuses recherches théoriques et


expérimentales ont été effectuées sur des pompes centrifuges sous un écoulement di-phasique, afin de prédire le comportement des pompes de circulation du réfrigérantdes centrales nucléaires sous l’effet d’une dépressurisation du circuit de refroidis-sement (accompagnée d’une vaporisation du fluide réfrigérant). Historiquement,des modèles empiriques et semi-empiriques furent développés par interpolation descourbes de données expérimentales. Au fur et à mesure des années, ces modèlesse diversifièrent et s’enrichirent en tenant compte des effets de température, decompressibilité, de condensation, etc.

Comptons ainsi parmi les précurseurs en matière de pompage d’écoulement di-phasique : Olson, 1974 [13] ; Winks et Parks, 1977 [18] ; Wilson, D. G., 1979 [16] ;Heidrick, T. R. (1978), Zakem, S. (1980 [19]), Mikielewicz J. (1978 [10]), Mura-kami, M. et Minemura, K. (1974 [11]), Rohatgi, U. S. (1978), Chen T. H. et Quapp(1980). Un grand nombre de recherches expérimentales furent ainsi réalisées pourprédire le comportement de pompes centrifuges sous des conditions d’écoulementsdiphasiques. Cependant, la majorité des études mit en oeuvre des modèles réduitsde pompes fonctionnant, dans de nombreux cas, avec un mélange eau/air bassepression.

Ces précurseurs furent rejoint par Kim, J. H. qui présenta en juin 1983 : "‘Pers-pectives on Two-Phase Flow Pump Modeling for Nuclear Reactor Safety Analysis"’et surtout Furuya, O. en 1985 avec : "‘An Analytical Model for Prediction of Two-Phase (Noncondensable) Flow Pump Performance"’ [8] qui est toujours à l’heureactuelle un article référence en matière de pompage d’écoulement diphasique. Fu-ruya développa ainsi un modèle analytique pour prédire la perte de hauteur ma-nométrique totale lorsqu’une pompe fonctionne sous des conditions d’écoulementdiphasique. Ce modèle tient ainsi compte de la géométrie de la pompe, de la fractionde vide1, du glissement entre la phase liquide et gazeuse mais néglige la compressi-bilité du gaz et les effets de condensation. Il s’exprime sous la forme d’une simpleformule. Les résultats furent valider par comparaison à des tests sur deux pro-totypes. Plus tard (1987), Furuya développa un autre modèle tenant compte deseffets de condensation.

D’autres grandes études suivirent plus tard avec Chan, A. M. C. (1991 [3],1999 [4]), Noghrehkar, G. R. (1992 [12]), Poullikkas, A. (1996 [15]). Chan fit denombreuses expérimentation sur des pompes de réacteur nucléaire. Les résultatsfurent également utilisés par Noghrehkar pour développer et valider un autre mo-dèle analytique de pompe diphasique. De son côté, Poullikkas développa un modèle

1Dans l’étude d’un écoulement diphasique, la fraction de vide est définie comme le rapportentre le volume de la phase gazeuse et le volume total.


analytique pour prédire la hauteur manométrique totale d’une pompe sous un écou-lement diphasique tenant compte des effets de compressibilité et de condensationde la phase gazeuse [14].

Une des principales conclusions de ces recherches est la chute de la performancedes pompes lorsque la fraction de vide dépasse un seuil critique. A ce sujet, deuxexplications ont été avancées [2]. La première cause possible est que, quand lafraction de vide dépasse un certain seuil, l’écoulement dans les canaux inter-aubesde la pompe se stratifie à cause de l’important gradient de pression transversal.Cette stratification engendre une déviation de l’écoulement au niveau de la sectionde sortie, ce qui implique, à son tour, une chute des performances de la pompe.D’autre part, la taille des bulles est un paramètre important de la stratification del’écoulement car plus les bulles sont grosses, plus la différence entre la vitesse dela bulle et celle du liquide est importante. Or, plus cette différence de vitesse estgrand, plus la stratification sera aisée. Donc, la chute de performance de la pompedépend de la taille des bulles et de la séparation de l’écoulement dans les canauxinter-aubes.

Une seconde explication à ce phénomène (qui est la plus souvent exposée enprésence de cavitation) est basée sur l’observation suivante : les bulles de vapeur(ou de gaz) grandissent en entrant dans la pompe et implosent ensuite en attei-gnant une zone de haute pression dans les canaux inter-aubes. Le mouvement duliquide induit par cette augmentation de volume et cette implosion engendre unrétrécissement de la section de passage de l’écoulement. Certains auteurs ont sug-géré que la chute de performance due à la cavitation pourrait être du à la chute depression dans ce rétrécissement.

Pour finir, notons que les pompes à LH2 et LOx pour moteur fusée sont éga-lement sujet à des écoulements diphasiques. Tout comme le secteur nucléaire, cesecteur d’activité a donc également contribué au développement des techniques depompage sous un écoulement diphasique.

2.4 La cavitationMême si le fluide à l’entrée de la pompe est purement liquide, des bulles de

gaz et de vapeur peuvent apparaître. En effet, à l’endroit où la vitesse du liquidedevient importante (par exemple au voisinage d’une pale d’une pompe ou d’une hé-lice), une dépression se crée. Si cette dépression est suffisamment élevée, la pressionpeut devenir inférieure à la pression de vapeur saturante, et une bulle de vapeurest susceptible de naître. Ce phénomène est la cavitation.


Fig. 2.2 – Illustration du phénomène de cavitation dans le cas d’une hélice

La cavitation est donc un cas particulier d’écoulement diphasique liquide/gaz.Elle est encore, à l’heure actuelle, le sujet de nombreuses recherches en vue de pré-dire la naissance et le mouvement des bulles de gaz. Beaucoup d’études tentent dedévelopper des outils de CFD permettant la modélisation de la cavitation. Celles-cise basent généralement sur une analyse théorique et expérimentale (avec visuali-sation des bulles de cavitation).

Les effets de la cavitation justifient cet intérêt [9] :– Erosion de cavitation : sous certaines conditions de fonctionnement de la

pompe, les implosions répétées des poches de cavitation, qui se produisentprès des parois métalliques, altèrent progressivement la structure cristallinedans le cas des alliages métalliques ou les matériaux d’autres natures (plas-tiques) et peuvent détruire très rapidement les aubes de la roue.

– Bruit de cavitation : la première manifestation d’une pompe qui cavite estle bruit, qui révèle la présence de microbulles dans l’écoulement. Ce bruithydraulique généré par la cavitation excite ensuite les parois de la pompe etdes tuyauteries proches de celle-ci. Les tuyauteries, à leur tour, rayonnent cebruit dans le milieu aérien ambiant. Cependant, la part du bruit qui incombedirectement à la cavitation ne représente qu’une faible partie du bruit rayonnépar les pompes.

– Pertes de performances : Pour des poches de vapeur encore plus dévelop-


pées, les pompes subissent des chutes de leurs performances (hauteur totaled’élévation, rendement, puissance) qui les rendent inutilisables.

– Vibrations : Lorsque les poches de vapeur à l’entrée de la pompe atteignentune dimension importante vis-à-vis de la taille de la pompe, une augmenta-tion du niveau vibratoire due à la cavitation peut se rencontrer. Parfois, onpeut également avoir des interactions entre la pompe en régime de cavitationet le circuit sur laquelle elle débite.

Fig. 2.3 – Illustration du phénomène d’érosion lié à la cavitation

La cavitation est un sujet extrêmement vaste qui ne sera pas approfondi dansce travail. Il est néanmoins important de garder à l’esprit les conséquences dece phénomène qui peut jouer un rôle important dans le fonctionnement d’uneturbopompe.


2.5 Les techniques de séparation d’écoulementsdiphasiques

Cette section traite des techniques de séparation d’écoulements diphasiquesliquide/gaz [17].

2.5.1 Les séparateurs par pesanteurDans ce type de séparateur, les forces de la gravité commandent la séparation.

Plus la vitesse de gaz est faible et plus la taille du séparateur est grande, plus laséparation liquide/gaz est plus efficace. En raison de la grande taille de l’élémentséparateur exigée pour réaliser l’arrangement, ils sont rarement utilisés pour séparerdes gouttelettes inférieures à 300 microns. Par contre, ils sont typiquement utiliséscomme premier étage d’un système séparateur pour réaliser la majeure partie dela séparation. Par contre, ils ne sont pas recommandés si une importante efficacitéde séparation est exigée.

2.5.2 Les séparateurs centrifugesDans un séparateur centrifuge (appelé aussi cyclone ou vortex), les forces centri-

fuges agissant sur la phase liquide sont beaucoup plus importantes que les forces depesanteur. Généralement, ils sont utilisés pour enlever les gouttelettes et les bullesd’un diamètre supérieur à 100 microns et, si ils sont correctement dimensionnés,leur efficacité peut descendre jusqu’à des diamètres de 10 microns. En dessous decette valeur, leur efficacité est médiocre.

2.5.3 Les éliminateurs de brouillardCe type de séparateur utilise le principe de séparation par impact sur une

maille de fibre (ou mousse métallique). Ils peuvent éliminer des gouttelettes de 1à 5 microns mais ce dispositif est relativement grand car il doit être employé à debasses vitesses pour empêcher la convection du liquide.

2.5.4 Les séparateurs à aubes (ou à cloisons)Les séparateurs à aubes sont constitués de séries de cloisons formant des chemins

tortueux traversés par le mélange. Ils utilisent également le mécanisme de sépara-tion par impact. Leur efficacité est sensible à la vitesse de l’écoulement, mais cetype de séparateur peut généralement fonctionner à des vitesses plus élevées queles éliminateurs de brouillard. Leur efficacité permet d’éliminer des goutellettes li-quide d’environ 10 microns et plus. Les séparateurs à aubes sont souvent utilisés


Fig. 2.4 – Exemple de mousse métallique

Fig. 2.5 – Exemple de séparateur à cloisons

comme complément aux éliminateurs de brouillard lorsque la vitesse des gaz excèdela vitesse au point design.

2.5.5 Les séparateurs à cartouchesCe type de séparateur combinent les dispositifs des éliminateurs de brouillard et

des séparateurs à aubes, mais ne sont généralement pas indiquées pour séparer despaquets de liquide. Il possède une efficacité élevée (gouttelettes de 0.1 micron) etest généralement placé en aval d’un éliminateur de brouillard ou d’un séparateur àaubes. En traversant la cartouche, les gouttelettes liquides sont arrêtées, coaguléespuis drainées vers la sortie liquide du séparateur. Ces séparateurs permettent desvitesses de gaz beaucoup plus importantes que dans le cas des éliminateurs debrouillard ou des séparateurs à aubes sans pour autant augmenter la chute depression à travers le dispositif.


Fig. 2.6 – Exemple de séparateur à cartouches

Chapitre 3

Etudes expérimentales

3.1 Introduction - cahier des chargesLe principal objectif de ce projet est de développer un premier prototype SIPDA

(Scavenge Integrated Pump and DesAerator) et un banc d’essai permettant de tes-ter son efficacité.

Le premier prototype est conçu pour fonctionner sous un mélange eau/air carl’eau à température ambiante a une masse volumique similaire à l’huile à une tem-pérature de 90 C (voir les caractéristiques de l’huile en annexe B). Le choix del’eau est dû à la possibilité de travailler à température ambiante et avec du plexi-glas pour permettre la visualisation de l’écoulement. Le SIPDA doit donc servirà pomper un mélange eau/air et à séparer ces deux phases. Le banc d’essai doitalors être conçu pour simuler ces conditions de fonctionnement.

Les spécifications techniques du banc sont les suivantes :

Eau Airdébit nominal 4 m3/h /débit minimal 1 m3/h 0,5 m3/hdébit maximal 6 m3/h 70 m3/h

La pression à l’entrée de la pompe doit valoir au maximum 3 bar.

Etant donné que le SIPDA a pour but de séparer les deux phases de l’écoule-ment, il possède deux sorties : une sortie en "air" et une sortie en "eau". Dans lecas idéal, la sortie en "air" recevra uniquement de l’air pur tandis que la sortie en"eau" recevra uniquement de l’eau pure. En réalité, en particulier pour les premiersprototypes, les sorties du SIPDA risquent de ne pas être purement monophasiques.

15

CHAPITRE 3. ETUDES EXPÉRIMENTALES 16

3.2 Le banc d’essaiLe banc d’essai doit être conçu de telle manière que :– les propriétés du fluide diphasique eau/air soient mesurables,– le type d’écoulement entrant et sortant de la pompe soit observable,– les pressions d’entrée et de sortie de la pompe soient modifiables et mesu-

rables,– le ratio eau/air soit modifiable et mesurable, ce qui implique le contrôle des

débits traversant la pompe,– la qualité de la séparation des deux fluides soit quantifiée.

Pour cela, des transmetteurs de pression et des thermocouples sont placés enentrée et en sortie de la pompe. Des débitmètres volumiques sont également utilisés.Les signaux provenant des différents capteurs sont envoyés à une carte d’acquisition(entrée en 4-20 mA) et sont traités grâce à LabView. D’autre part, des cellules devisualisation doivent être prévues pour déterminer le type d’écoulement circulantà l’entrée, à la sortie et dans la pompe. Pour permettre de quantifier le pouvoirséparateur de la pompe, des éléments séparateurs supplémentaires doivent êtredisposés aux deux sorties du SIPDA.

3.2.1 Le circuit d’entréeLe SIPDA doit recevoir à son entrée un mélange eau/air sous une certaine

pression, avec un certain débit volumique et une certaine fraction de vide. Pourcontrôler et mesurer les débits d’eau et d’air indépendamment, ces deux fluidessont conduits séparément jusqu’à une enceinte de mélange.

Fig. 3.1 – Schéma de l’enceinte de mélange

L’air est pressurisé grâce à un compresseur à pistons et est ensuite envoyé versl’enceinte de mélange en passant à travers un détendeur, permettant de régler la


pression dans l’enceinte, et un débitmètre (de type quantomètre). Le compresseuralimente un réservoir de 150 litres avec un débit d’environ 3.5g/s sous une pressionde 20 bar. Un détendeur placé à la sortie du réservoir permet de réglé la pressionde sortie entre 1 et 16 bar. Pour un fonctionnement en régime permanent, le com-presseur est donc sous dimensionné par rapport au débit volumique de 70 m3/h àatteindre. Par contre, il est possible d’atteindre des débits volumiques de 20 à 30m3/h en régime transitoire grâce à l’effet "tampon" du réservoir.

De son côté, l’eau est pompée d’un grand réservoir et est envoyée vers l’en-ceinte de mélange en passant par un débitmètre (débitmètre volumétrique à pistonrotatif). Deux pompes d’alimentation sont disponibles : l’une est largement surdi-mensionnée et tandis que l’autre est très légèrement sousdimensionnée. L’une oul’autre sera donc utilisée en fonction du débit d’eau à atteindre. Dans les deux cas,le débit d’eau est réglé à l’aide d’une vanne et d’un by-pass.

Dans l’enceinte de mélange, aucune énergie mécanique n’est mise en oeuvre. Lemélange s’effectue grâce à la turbulence de l’écoulement crée dans l’enceinte. Cettesimplicité de configuration engendre cependant des interactions hydrodynamiquescomplexes. Les facteurs qui influencent les performances du mélangeur sont les pro-priétés physiques de chacune des phases (densité, viscosité, tension de surface,...)et les conditions d’opération (la pression, la température et la vitesse des phases).

L’enceinte de mélange a été fabriquée dans un tube en inox de 129 mm dediamètre et de 250 mm de longueur. 2 bonnets en inox servent à fermer les ex-trémités du tube. 3 entrées (filetage 1/4") sont placées sur le bonnet supérieur del’enceinte et permettent d’y disposer des capteurs et d’injecter l’air provenant ducompresseur. L’eau provenant de la pompe d’alimentation pénètre dans l’enceinteradialement (filetage d’entrée 1/2") tandis que le mélange eau/air sort axialementau pied de l’enceinte (filetage de sortie 1/2").

La physique de l’écoulement dans l’enceinte n’est pas l’objet de ce projet. Seulela visualisation du type d’écoulement à la sortie de l’enceinte est importante ; l’ob-jectif étant d’obtenir un écoulement à poches, voire à bulles. Pour cela, la sortie del’enceinte de mélange est un tuyau flexible transparent permettant d’observer letype d’écoulement à l’entrée de la pompe. D’autre part, un transmetteur de pres-sion est placé dans l’enceinte de mélange et sert à la mesure de la pression d’entréede la pompe.


Fig. 3.2 – Photo de l’enceinte de mélange

Fig. 3.3 – Schéma du principe de la décantation

3.2.2 La sortie "eau"Les premiers prototypes de turbopompe SIPDA ne sépareront pas parfaitement

les deux phases de l’écoulement. Ainsi, pour permettre de déterminer la qualité dela séparation du SIPDA, d’autres éléments séparateurs doivent être disposés ensortie du SIPDA.

A la sortie en "eau" se trouve une cuve de décantation qui a pour but d’évacuerles bulles d’air résiduelles. Le but de la cuve de décantation est de mesurer laquantité d’air présente dans l’eau au niveau de la sortie en "eau" du SIPDA. Enfonctionnement normal du SIPDA, le mélange au niveau de la sortie en "eau" estsensé contenir une fraction de vide faible (c’est-à-dire beaucoup plus d’eau qued’air). La cuve de décantation doit donc être dimensionnée pour recevoir la quasitotalité du débit d’eau mais seulement une fraction minime du débit d’air.


Le principe de la décantation est le suivant (voir paragraphe 2.5.1) : la cuve estremplie initialement d’une certaine quantité d’eau. Lorsque la pompe SIPDA esten régime (vitesse de rotation, débit d’eau et débit d’air, pression dans l’enceinte),la cuve de décantation reçoit un mélange d’eau et d’air ; le niveau de la cuve nevarie pas. On ferme alors subitement la vanne d’entrée et les deux vannes de sortiesde la cuve. Ensuite, on laisse l’air décanter. La quantité d’air présente dans l’eaupeut alors être déterminée en mesurant la différence de niveau entre le début et lafin de la décantation.

D’autre part, la visualisation des bulles d’air présentes au niveau de la sortie"eau" est un indicateur essentiel de l’efficacité de la séparation du SIPDA. Ainsi, lataille et la quantité des bulles d’air nécessitent une attention particulière, d’avan-tage encore que la décantation en elle-même.

Deux cuves de décantation différentes peuvent être utilisées :

Volume Hauteur DiamètreGrande cuve 1000 l 126 cm 108 cmPetite cuve 60 l 64 cm 42 cm

La petite cuve permet d’observer des différences de hauteur plus grandes et doncaméliore la précision de la mesure.

Fig. 3.4 – Cuves utilisées pour la décantation

3.2.3 La sortie "Air"A la sortie en "air" du SIPDA est disposé un tube vortex ayant l’objectif de

séparer les gouttelettes d’eau encore présentes dans la phase gazeuse. L’eau peut


ainsi être récoltée et son débit peut aussi être mesuré (par exemple, par le prin-cipe de l’empotement). Le tube vortex doit être dimensionné pour recevoir la quasitotalité de l’air mais seulement une faible fraction du débit d’eau (quelques gout-telettes voire un filet d’eau).

Le tube vortex est un séparateur de type centrifuge (voir paragraphe 2.5.2) ;l’écoulement pénètre dans le tube tangentiellement et s’écoule en étant plaquécontre la paroi du tube. Une force centrifuge agit donc sur le fluide en rotation.Cette force est proportionnelle au carré de la vitesse tangentielle de l’écoulement età la masse volumique du fluide. Elle est donc plus importante pour les gouttelettesd’eau que pour l’air. Ainsi, l’eau s’écoule près des parois tandis que l’air s’écoule àl’intérieur du tube, créant un écoulement stratifié adéquat pour la séparation.

Fig. 3.5 – Schéma du principe du tube vortex

D’autre part, la visualisation d’éventuelles gouttelettes d’eau au niveau de lasortie en "air" du tube vortex est importante et signifie que la séparation dansle vortex n’est pas parfaite. Cela se produit lorsque le ratio d’eau présent dansl’écoulement d’air est trop important. Dans ce cas, la mesure du débit d’eau parempotement n’est plus suffisante pour déterminer la qualité de la séparation duvortex.

Le tube vortex a été fabriqué dans un tube en inox de 129 mm de diamètre etde 250 mm de hauteur. Le fond du tube est fermé par un bonnet en inox. Un côneest placé à l’intérieur du tube et permet de crée une augmentation progressive dela section de l’écoulement. Ainsi, la vitesse de l’écoulement est élevée à l’entréedu vortex et diminue progressivement en même temps que la séparation s’effectue.


L’air s’échappe finalement par un trou percé dans le cône central tandis que l’eaus’évacue par le fond du bonnet. Si le vortex fonctionne correctement, toute l’eauest récoltée par la sortie inférieure mais, même dans ce cas, si la quantité d’eau estfaible, une partie de l’air s’échappe par l’orifice inférieur.

Fig. 3.6 – Photo du tube vortex

Le cône peut pénétrer plus ou moins profondément dans le tube en modifiant lataille de l’alésage du disque de fermeture (voir annexe A). Ceci permet de modifierla section de passage de l’écoulement afin d’optimiser la séparation du mélange.

3.2.4 Le système d’acquisitionLe système d’acquisition se compose de capteurs, d’une carte d’acquisition et

d’un ordinateur permettant de traiter les signaux.

Les capteurs disposés sur le banc d’essai sont de différents types :– Les transmetteurs de pression : 3 d’entre eux mesurent une pression relative

tandis qu’un autre mesure une pression absolue. Les 3 capteurs relatifs ontune gamme de mesure s’étendant jusqu’à 10 bar tandis que le capteur absoluva jusqu’à 5 bar (Celui-ci est placé dans l’enceinte de mélange qui est soumiseà des pressions plus faibles que dans le reste du circuit). Ils transformenttous le niveau de pression en un signal 4-20 mA qui est envoyé à la carted’acquisition. Leur précision est de 0,5 % à fond d’échelle.

– Les thermocouples : ils sont de type K. Des convertisseurs spécifiques sontutilisés pour convertir la tension fournie par un thermocouple en un signal4-20 mA qui est envoyé à la carte d’acquisition.


– Les débitmètres : le débitmètre pour l’eau est un débitmètre volumétriqueà piston rotatif. Il est constitué d’un compteur d’eau à piston rotatif (DN40), d’un générateur d’impulsion et d’un convertisseur d’implusion en signal4-20 mA (voir caractéristiques en annexe C). Le débitmètre pour l’air est unquantomètre. Sa plage de débit est de 1 à 16 m3/h. Sa précision est de 1 à 2% de la mesure. Un convertisseur est utilisé pour convertir les implusions duquantomètre en un signal 4-20 mA.

– Le tachymètre : il envoie des impulsions à une fréquence proportionnelle à lavitesse de rotation. Un convertisseur se charge de transformer ces impulsionsen un signal 4-20 mA.

La carte d’acquisition est une carte National Instrument à 32 entrées en courant(4-20 mA). Celle-ci se charge de transformer tous les signaux analogiques envoyéspar les capteurs en signaux numériques décryptables par LabView. Finalement,les transmetteurs de pression et les thermocouples sont calibrés pour garantir laprécision de la mesure.

La figure suivante représente un schéma d’ensemble du banc d’essai.


Fig. 3.7 – Schéma d’ensemble du banc d’essai


3.3 Les prototypes SIPDALes premiers prototypes SIPDA sont réalisés à plus grande échelle1 que le pro-

totype final pour faciliter la fabrication des pièces et permettre une meilleure vi-sualisation de l’écoulement à l’intérieur de la pompe. Cependant, les rapports desimilitudes doivent être en respect des nombres adimensionnels pour conserver lespropriétés de l’écoulement.

Les plans des prototypes SIPDA ont été dessinés par des sociétés extérieures(EastHorizon et SIFEC). Certaines pièces du SIPDA ont été fabriquées à l’atelierdu service d’Aéro-Thermo-Mécanique tandis que d’autres ont été réalisées dans desateliers extérieurs. L’assemblage des pièces du prototype et la réalisation du bancd’essai font, quant à eux, partie de ce projet.

3.3.1 Le premier prototype : pompe centrifugeLe premier prototype SIPDA est une turbopompe centrifuge. Le mélange eau/air

y pénètre axialement et est ensuite dévié dans la direction radiale. En théorie, l’eaudoit ressortir par la volute tandis que l’air est évacué par des canaux percés au ni-veau du disque arrière (voir plan en annexe). La sortie de la volute est conduitevers la cuve de décantation tandis que la sortie des canaux pour l’air est dirigéevers le vortex.

Hormis la présence de canaux de sorties pour l’air, ce prototype est exactementsemblable à une pompe centrifuge traditionnelle. Il comprend un oeillard d’entrée,un rouet comprenant 4 aubes et une volute (voir Figure 3.8).

La pompe est entraînée par un moteur asynchrone de 3kW tournant à 3000tr/min (voir Figure 3.9). Le rouet est fixé à l’arbre de la pompe qui est supportépar deux roulements à billes SKF.

Les caractéristiques de la pompe sont les suivantes (voir également le plan enannexe) :

Diamètre de la section d’entrée : 56 mmDiamètre du rouet : 200 mmNombre d’aubes : 4Angle d’attaque des aubes : 40Angle de sortie des aubes : 60Hauteur des aubes : 40 mm

1Le diamètre du rouet du prototype réel est 4 fois plus petit que celui du premier prototype.


Fig. 3.8 – Schéma d’une pompe centrifuge

La volute et la face avant de la pompe ont été fabriquées en polycarbonate(plastique transparent) afin de pouvoir visualiser l’écoulement dans le SIPDA (voirFigure 3.10).

Le principe de la séparation dans le SIPDA est la séparation par effet centrifuge :le mélange est accéléré en passant dans les canaux interaubes. Dans la volute, lefluide subit une force centrifuge qui a tendance à le plaquer contre les parois dela volute. Le liquide plus lourd est soumis à une force plus importante que celleexercée sur le gaz. Ainsi, une couche de liquide se crée sur la paroi de la volutetandis que le gaz s’écoule à l’intérieur de la pompe. La couche de liquide sur lesparois de la volute doit être suffisamment épaisse pour que l’air ne s’échappe paspar la volute mais par les canaux prévus à cet effet (voir Figure 3.11). Des ailettesen caoutchouc sont disposées derrière le rouet et servent à renvoyés les gouttelettesd’eau résiduelles vers la volute.


Fig. 3.9 – Photo du premier prototype et de son moteur d’entraînement

3.3.2 Les essais en liquide pur du premier prototypeAvant de se lancer dans les essais en liquide pur, la tenue mécanique du pro-

totype a été vérifiée en accélérant la pompe jusqu’à atteindre une vitesse de 3000tr/min. Aucune défaillance n’a été décelée. Les premiers tests en eau pure ont alorspu être entrepris.

Dès les premiers tests, d’importants problèmes de fuites sont apparus principa-lement au niveau de la volute. Beaucoup de fuites secondaires ont pu être éliminéesmais celles au niveau de la volute sont toujours restées conséquentes. La cause pro-vient de la conception même de la volute réalisée par un assemblage de pièces enpolycarbonate fixée entre elles soit par de la colle, soit par des tiges filetées. Mêmeen utilisant de multiples joints (joints en silicone, joints O-ring, joints en caou-tchouc découpés sur mesure), la déformation des pièces plastiques était inévitable.Ces pièces en plastiques étaient trop peu épaisses et trop peu rigides. Ce n’est doncpas l’emploi de polycarbonate qui est la cause des fuites mais plutôt la mauvaiseconception de la volute.

Une autre difficulté rencontrée au début de la campagne d’essai est l’amor-çage de la pompe. En effet, les pompes centrifuges ne peuvent s’amorcer seules.L’air contenu dans la pompe nécessite d’être préalablement chassé. On peut, par


Fig. 3.10 – Premier prototype SIPDA

exemple, utiliser un réservoir annexe placé en charge sur la pompe pour réalisercet amorçage par gravité. C’est pourquoi le prototype SIPDA a été placé au niveaudu sol tandis que le réservoir d’alimentation a été surélevé. Il faut toutefois veillerà ce que l’air ne soit pas prisonnier à l’intérieur de la pompe mais qu’il puisses’échapper par une des sorties ou par une vanne prévue à cet effet. Pour éviterde désamorcer la pompe à chaque redémarrage, il peut être intéressant d’utiliserun clapet anti-retour au pied de la canalisation d’aspiration. Les tests d’amorçageréalisés en plaçant la pompe au niveau du sol ont montré qu’elle s’amorce sansaucune difficulté (en liquide pure).

Des tests ont montré que lorsque la pression dans la pompe s’élève légèrement(0,35 bar de pression relative), les joints en silicone au niveau de la volute cèdentet laissent échapper de petits jets d’eau. Ainsi, il fut impossible de mesurer lescaractéristiques de la pompe à 3000 tr/min car, dans ce cas, l’élévation de pressionétait trop forte. Ainsi, seulement quelques essais à 1000 tr/min ont pu être réalisés.La figure 3.12 montre la caractéristique de la pompe fonctionnant en eau pure. Lachute de hauteur d’eau à faible débit est due à l’apparition de fuites importanteslors de l’élévation de la pression à l’intérieur de la pompe. La deuxième raison decette chute de hauteur d’eau est la présence d’une grande quantité d’air qui a réussià pénétrer dans la pompe lors des 2 mesures à faible débit (sans doute au niveaudes fuites).


Fig. 3.11 – Schéma de la répartition des fluides dans le SIPDA

Fig. 3.12 – Caractéristique du premier prototype SIPDA (eau pure, 1000 tr/min)


3.3.3 Les essais en mélange diphasique du premier proto-type

Malgré les fuites présentes dans ce premier prototype, des tests en écoulementsdiphasiques ont été effectués. Les débits d’air et d’eau sont réglés grâce à des vannesprésentes dans les circuits d’entrée. Le ratio air/eau peut ainsi être déterminé. Lapression dans l’enceinte dépend du réglage du détendeur situé après le débitmètreà air. Si la pression est trop forte, la petite pompe d’alimentation sera incapablede débiter dans l’enceinte. Il faut alors recourir à la grosse pompe d’alimentation.

Une première constatation des essais en diphasique est la difficulté d’amorçagede la pompe si la quantité d’air est trop importante. Ainsi, pour éviter ce problème,le débit d’air est augmenté progressivement après que la pompe soit amorcée.

Une autre observation est la mauvaise séparation de l’écoulement dans la roue.En effet, la roue constitue une zone de forte turbulence où le fluide est mélangéplutôt que séparé (voir Figure 3.13). Seule la volute joue le rôle de séparateur maisgrande efficacité.

Fig. 3.13 – Essai en mélange diphasique du premier prototype SIPDA

Des bulles d’air sont ainsi présentes à la sortie de la volute et des gouttelettesd’eau apparaissent au niveau de la sortie air, en particulier si la vitesse de rotation


est inférieure à 1000 tr/min.

Une dernière observation est la difficulté d’évacuer les bulles d’air présentes audémarrage de la pompe. Une partie de cet air reste piègé à l’intérieur de la pompe ;certaines grosses bulles s’échappent par la volute ; une autre partie est évacuée parla sortie "air". Mais l’air piégé dans la pompe provoque de fortes vibrations entraî-nant aussi une dégradation des performances de la pompe.

Malheureusement, aucun résultat quantitatif n’a pu être obtenu à cause desproblèmes de fuites car la vitesse de rotation et la pression dans la pompe devaientrester faibles et le temps de fonctionnement avant l’apparition de multiples fuitesétait très court.

Au vu de ces résultats décevants, ce prototype a été abandonné pour se lancerdans le développement d’un nouveau prototype de pompe hélico-radiale. La partieaxiale du nouveau prototype doit servir à la séparation du mélange tandis que lapartie radiale servirait à communiquer l’énergie de pression au liquide.

3.3.4 Le second prototype : pompe hélico-radialeSur base de l’expérience acquise avec le premier prototype SIPDA, un second

prototype est en cours de réalisation. Celui-ci tient compte des améliorations sui-vantes :

– La sortie de la volute doit être placée au bas de la pompe afin d’être noyéepar l’eau sous l’effet de la gravité (en particulier à basse vitesse de rotation),

– Les pièces en plastiques (servant à la visualisation) doivent être utilisées lemoins possible, elles doivent être rigides et d’une géométrie simple.

– Le conduit d’entrée doit être le plus uniforme possible afin d’y éviter la for-mation de poches d’air,

– Les conduits de sortie doivent être conçus pour y aménager des capteurs,– Une vanne doit être placée sur la partie supérieure de la volute afin de purger

l’air présent dans la pompe,– Des joints en silicone ne doivent pas être utilisés car ils ne résistent pas à une

différence de pression de l’ordre de 0,35 bar.

Ce prototype doit également inclure des mousses métalliques (voir paragraphe2.5.3) dans les canaux de sortie de l’air afin de récupérer les gouttelettes de liquiderésiduelles.


Fig. 3.14 – Schéma du nouveau prototype SIPDA - pompe hélico-radiale

3.4 L’efficacité des séparateursPour déterminer la qualité de la séparation du SIPDA, il est nécessaire de me-

surer les quantité d’eau et d’air présentes aux deux sorties du prototype. Pourcela, il est indispensable de séparer les deux phases avant la mesure des débits.Ainsi, deux séparateurs sont placés aux sorties du SIPDA. Le tube vortex permetd’éliminer les gouttelettes d’eau résiduelles au niveau de la sortie "air" tandis quela cuve de décantation sert à déterminer la quantité d’air présente dans l’eau à lasortie de la volute.

Cependant, ces séparateurs ne sont pas efficaces pour n’importe quelles condi-tions de fonctionnement. C’est pourquoi ils ont également été testés afin de vérifierleur bonne efficacité dans la plage de fonctionnement du SIPDA. Pour cela, ceux ciont directement été raccordés à l’enceinte de mélange (sans passer par le SIPDA),ce qui permet de connaître les conditions à l’entrée des séparateurs (débit d’eau etd’air, pression, température).

3.4.1 La cuve de décantationLe principe de la décantation est détaillé au paragraphe 3.2.2. L’efficacité de la

cuve de décantation peut être définie comme le rapport entre la masse d’air séparéepar la décantation et la masse d’air initialement injectée dans la cuve :

εdecantation =mair separee

mair initiale

(3.1)

Les détails concernant la mesure de l’efficacité peuvent être consultés dans [5].Les résultats ont montré une efficacité quasi parfaite pour de faibles débits d’air(jusqu’à environ 2 à 3 m3/h). De plus, la décantation est quasi instantanée. Pourdes débits d’air plus importants, certaines bulles parviennent à traverser la cuveen ressortant au niveau de la sortie pour l’eau. L’efficacité est dès lors moins bonne.


Finalement, ces essais ont permis d’observer la très bonne efficacité de la cuvepour de faibles débits d’air mais qui sont en accord avec les débits d’air attendus àla sortie "eau" du SIPDA. Ainsi, la décantation permet d’achever complètement laséparation et peut être utilisée pour déterminer le pouvoir séparateur du SIPDA.

3.4.2 Le tube vortexLe principe de la séparation par le tube vortex est décrit au paragraphe 3.2.3.

Différentes efficacités peuvent être employées pour quantifier le pouvoir séparateurdu tube vortex. Celles-ci sont décrites dans [5]. Ainsi, l’efficacité peut être définiecomme le rapport entre le débit d’eau au niveau de la sortie "eau" du tube vortexet le débit d’eau qui pénètre dans le vortex. La mesure du débit d’eau sortant duvortex peut, par exemple, être effectuée par empotement.

Les résultats des essais sur le vortex ont montré, malgré les nombreuses erreursde mesure, que son efficacité est proche de l’unité pour une fraction volumiqued’eau 2 variant de 0 à 3%. Par la suite, plus la fraction volumique d’eau augmente,plus l’efficacité chute. Ceci confirme le fait que le tube vortex n’est utilisé que pourséparer des gouttes d’eau contenues dans un écoulement d’air.

Enfin, ces essais ont permis d’observer que le tube vortex est très efficace si laquantité d’eau à séparer reste faible. Ainsi, si le SIPDA réalise au préalable unebonne séparation des deux phases (ce qui est le cas du premier prototype lorsquesa vitesse de rotation est supérieure à 1000 tr/min), le vortex sera en mesured’achever la séparation. Le tube vortex peut être alors utilisé pour déterminer lepouvoir séparateur du SIPDA.

2La fraction volumique d’eau est le rapport entre le débit volumique d’eau et le débit volumiquetotal (air et eau).

Chapitre 4

Simulations numériques

Depuis quelques années, l’accroisement de la puissance des ordinateurs a permisde conduire des calculs tridimensionnels de l’écoulement en turbomachine, tout entenant compte de l’effet de la viscosité de la turbulence. Ce progrès a fait de lamodélisation numérique de l’écoulement ou CFD (Computational Fluid Dynamics)un outil de plus en plus important pour le développement et l’optimisation des tur-bomachines. Parmi le large éventail des codes de calcul connus, citons : Star-CD,Fluent, Fine de Numeca, CFX, C3D, N3S, etc.

Dans ce projet, une étude numérique de l’écoulement dans le SIPDA vientcompléter l’expérimentation sur banc d’essai. Cependant, la simulation numériquen’étant pas l’objectif principal du projet, celle-ci se contentera de donner un aperçudes possibilités de calcul de l’écoulement dans le SIPDA. Aussi, seules des simu-lations en fluide monophasique seront réalisées. L’étude diphasique sera abordéeultérieurement sur les nouveaux prototypes.

A l’heure actuelle, la simulation d’écoulement diphasique est un problème com-plexe traité par de nombreuses recherches. Le but de ce travail n’est pas de faireun état de l’art en la matière. Dans ce chapitre, l’accent sera mis sur l’utilisationd’un logiciel de calcul (STAR-CD) permettant la simulation de l’écoulement dansle premier prototype SIPDA pour un fluide incompressible monophasique. La com-plexité majeure du problème est, outre la réalisation du maillage fluide, de simulerla rotation du rouet de la pompe centrifuge.

4.1 CD-AdapcoLe logiciel CFD utilisé pour ces simulations est STAR-CD qui est développé

par CD-Adapco. CD-Adapco est une des principales entreprises dans le monde

33

CHAPITRE 4. SIMULATIONS NUMÉRIQUES 34

de la CAE (Computer Aided Engineering). Leur produit majeur est le logiciel deCFD STAR-CD. CD-Adapco est née, dans les années 80, de la fusion de la sociétéaméricaine Adapco avec la société européenne Computational Dynamics (CD). Cesprincipaux centres de développement sont à New York, Londres et Yokohama maiselle possède également des succursales dans le monde entier.

Depuis sa création, Cd-adapco a élargi ses domaines d’application bien au delàde l’automobile, où elle a toujours été dominante, à d’autres secteurs comprenantla production d’électricité, les turbomachines, l’espace, le rail, les bâtiments, l’envi-ronnement, les applications maritimes, les processus chimiques, pharmaceutiques,l’électronique et s’est spécialisée dans les applications de construction mécaniques’étendant du biomédical à l’industrie lourde.

Selon CD-Adapco, STAR-CD possède un des solvers les plus robustes, préciset rapides des codes CFD industriels. Il peut être employé sur des maillages nonstructurés complexes et son champ d’application s’étend des écoulements multi-phasiques aux processus de combustion, en passant par l’utilisation de maillagesmobiles, l’analyse aéroacoustique et, sa spécialité, les moteurs à combustion interne.

4.2 Le maillageLa simulation de l’écoulement dans la pompe SIPDA nécessite la création d’un

maillage volumique représentant les différentes zones de l’écoulement (la géométriedu premier prototype est discutée à la section 3.3.1). La première étape pour ob-tenir le maillage fluide de la pompe est de créer un modèle du prototype dans unlogiciel CAD (Computer Aided Design) tel que Catia. La modélisation se concentresur les volumes de fluide qui s’écoulent à l’intérieur de la pompe.

Ensuite, ces modèles fluides sont importés dans le mailleur surfacique PRO-SURF sous un format standard tel que IGES. PROSURF permet alors de créerdes mailles triangulaires sur la surface du modèle. Le maillage surfacique est ensuiteimporté dans STAR-CD qui génère les cellules fluides (voir Figure 4.1). Celles-cipeuvent être des tétraèdres, des hexaèdres, des cellules trimmées ou des polyèdres.

Le maillage du premier prototype comprend environ 430 000 cellules (et 115000 noeuds) dont la plupart sont des tétraèdres. L’utilisation de cellules tétraè-driques facilitent le maillage dans les zones distordues du modèle. Pour les simu-lations futures, un maillage plus fin composé de cellules polyédriques sera utiliséafin d’améliorer la précision des calculs.


Fig. 4.1 – Le maillage fluide modélisant la géométrie du premier prototype SIPDA

Fig. 4.2 – Cellules "baffles" représentant les parois mobiles du SIPDA


Les 4 aubes du rouet sont modélisées par des cellules "baffles" qui représententune paroi sans épaisseur que le fluide ne peut traverser. Les ailettes en caoutchoucsituées à l’arrière du rouet et le disque supportant les aubes sont également modé-lisées par des "baffles" (voir Figure 4.2). Les canaux interaubes sont modélisés pardes cellules de type "fluide" possédant une propriété particulière définissant leurrotation autour de l’axe de la pompe (voir section 4.3.3). Les cellules à l’arrière durouet (entre les ailettes en caoutchouc) sont également définies de cette manière.Le canal d’entrée et la volute sont aussi composés de cellules de type "fluide" maissans leur imposer de vitesse de rotation.

4.3 La méthodologie

4.3.1 Le solver et le modèle de turbulenceLe solver utilisé pour résoudre les équations de conservation est l’algorithme

SIMPLE (les détails concernant le solver SIMPLE peuvent être consultés dans [6]).Le modèle de turbulence utilisé est le modèle k - ε 1 à haut nombre de Reynolds (lesdétails concernant le modèle k - ε peuvent être consultés dans [6]). Ce choix a étéfait par comparaison avec des études similaires disponibles avec STAR-CD. Mais,dans le futur, une étude approfondie entre les différents modèles de turbulenceserait intéressante dans le but d’approcher au mieux l’écoulement réel.

4.3.2 Le fluide incompressible monophasiqueLe fluide s’écoulant dans le premier prototype SIPDA est composé d’un mélange

d’air et d’eau dont les caractéristiques sont détaillées à la section 3.1. Le fluide estdonc diphasique et compressible et se présente sous forme de poches d’air suiviesde poches d’eau. Cependant, la simulation de l’écoulement d’un tel fluide dans uneturbomachine est d’une très grande complexité et peut être l’objet d’une étude àpart entière. Aussi, les simulations de la turbopompe SIPDA réalisées dans ce tra-vail se limitent à l’utilisation d’un fluide monophasique et incompressible. D’autrepart, le fluide étant incompressible et l’évolution étant adiabatique, le fluide estégalement isotherme.

1Modèle de turbulence le plus utilisé en pratique, dû à Launder et Spalding (1974). Il consisteà introduire dans les équations de Navier-Stokes moyennées (ou équations de Reynolds) uneviscosité turbulente pour modéliser les tensions de Reynolds et une diffusivité turbulente pourreprésenter les flux turbulents de masse. Cette viscosité est calculée à partir de deux grandeurs :l’énergie turbulente par unité de masse k et la dissipation par unité de masse ε. Ces deux grandeurssont obtenues chacune par résolution d’une équation de transport.


Le fluide monophasique et incompressible utilisé dans les simulations doit tou-tefois posséder des propriétés physiques semblables à celles du mélange réel. Pourcela, une densité moyenne est définie de la manière suivante :

ρmoyen = (1− α)ρeau + αρair (4.1)

où α est la fraction de vide2. Dans ces simulations, le débit volumique d’air estsupposé être 10 fois plus grand que le débit d’eau. Sous cette hypothèse, α = 10

11.

La masse volumique de l’air utilisée pour le calcul de ρmoyen est égale à 1,2kg/m3 ; celle de l’eau vaut 1000 kg/m3. La masse volumique moyenne du fluidevaut dès lors 92 kg/m3. Finalement, connaissant le débit massique m traversantla pompe et la section d’entrée S, la vitesse du fluide à l’entrée ventree peut êtredéterminée :

˙mtot = ρeauQeau + ρairQair (4.2)

ventree =˙mtot

ρmoyenS(4.3)

Cette vitesse est utilisée comme condition à l’entrée.

Dans la suite du travail, l’utilisation d’un fluide monophasique compressiblesera l’étape suivante avant d’aborder l’étude diphasique.

4.3.3 Rotating Reference FrameLa méthode utilisée pour simuler la rotation de la turbopompe est la méthode

"Rotating Reference Frame". Elle permet de modéliser la rotation, à vitesse angu-laire constante, d’une partie ou de l’entièreté du maillage. Des vitesses de rotationdifférentes peuvent être imposées à différentes zones du maillage et même par rap-port à différents axes de rotation. Les équations de conservation du moment sontalors modifiées en tenant des forces centrifuges et de Coriolis. STAR-CD ajoute au-tomatiquement, dans les équations appropriées, des termes sources correspondantà ces forces. Les parties du maillage en rotation sont définies à l’aide d’un typede cellule auquel un spin est imposé. Une autre possibilité, toutefois moins simpleà mettre en oeuvre, est d’utiliser la méthode du maillage mobile, qui permet desimuler des maillages en translation, en rotation ou subissant une déformation.

2Dans l’étude d’un écoulement diphasique, la fraction de vide est définie comme le rapportentre le volume de la phase gazeuse et le volume total.


4.3.4 Les conditions aux limitesLa turbopompe SIPDA modélisée dans STAR-CD possède une entrée axiale

cylindrique et une sortie rectangulaire au niveau de la volute. La sortie "air" exis-tant dans le prototype réel n’a donc pas été modélisée car l’étude est purementmonophasique.

Dans la section d’entrée (dessinée en rouge sur la Figure 4.3), la valeur de lavitesse est imposée suivant la méthode définie au paragraphe 4.3.2. La pression deréférence est également définie dans la section d’entrée (pref = patm). A la sortie dela volute (dessinée en vert sur la Figure 4.3), la condition sur l’écoulement imposeque le débit soit égal au débit à l’entrée.

Fig. 4.3 – Conditions aux limites

Une troisième condition aux limites (dessinée en bleu sur la Figure 4.3) estimposée sur les cellules mobiles qui sont en contact avec une paroi fixe. Cettecondition revient à imposer que la paroi, en contact avec les cellules fluides enrotation, tourne dans le sens opposé par rapport à ces cellules et à une vitesseégale à la vitesse de rotation constante de la pompe.


4.4 Les résultatsLes résultats présentés dans cette section concernent quatre types de simula-

tions différentes :– Simulation avec un fluide de densité moyenne et à une vitesse de rotation de

3000 tr/min,– Simulation avec un fluide de densité moyenne et à une vitesse de rotation de

1000 tr/min,– Simulation avec de l’eau pure et à une vitesse de rotation de 3000 tr/min,– Simulation avec de l’eau pure et à une vitesse de rotation de 1000 tr/min.

Dans une pompe centrifuge, le débit étant proportionnel à la vitesse de rotation,la vitesse imposée dans la section d’entrée est trois fois plus petite à 1000 tr/minqu’à 3000 tr/min. Les autres conditions aux limites sont identiques pour les deuxvitesses de rotation.

4.4.1 Comparaison entre le fluide de densité moyenne etl’eau

Sur les Figures 4.4 et 4.5, on constate que le champ de vitesse est identiquepour les deux fluides. Ceci est logique étant donné que le débit volumique est fixépar les conditions à l’entrée de la pompe et que la densité est constante (fluideincompressible).

Sur les Figures 4.6 à 4.9, on constate que les champs de pression statique ettotale sont semblables pour les deux fluides. Ceci est logique vu que la puissancefournie au fluide par la roue PR s’exprime par :

PR = m (u2v2 cos α2 − u1v1 cos α1) (4.4)

Comme l’entrée de la pompe est axiale (α1 = 90 ) :

PR = m (u2v2 cos α2) (4.5)

La puissance communiquée par la roue permet d’augmenter la pression totale dufluide :

PR = mPt2 − Pt1

ρ(4.6)

En supposant que le fluide est parfaitement guidé par les aubes, on obtient :

v2 cos α2 = u2 (4.7)


Fig. 4.4 – Simulation en eau : champ de vitesse absolue à 3000 tr/min (vue encoupe du rouet)

Fig. 4.5 – Simulation avec le fluide moyen : champ de vitesse absolue à 3000 tr/min(vue en coupe du rouet)


etPR = mu2

2 (4.8)Finalement, l’augmentation de pression totale dans la pompe (en supposant quel’évolution se fait sans pertes) peut s’exprimer en fonction de la densité du fluideet de la vitesse de rotation :

Pt2 − Pt1 = ρu22 = ρ(r2ω)2 (4.9)

Sachant que le fluide de densité moyenne a une masse volumique de 92 kg/m3 etque l’eau, utilisée dans les simulations, a une masse volumique de 997,6 kg/m3, onpeut vérifier que le rapport des pressions totales relatives est le même que celui desmasses volumiques :

ρeau

ρmoyen

=997, 6

92= 10, 843 (4.10)

(Pt sortie − Pt entree)eau

(Pt sortie − Pt entree)fluide moyen

=9, 456

0, 8738= 10, 822 (4.11)

Sur la Figure 4.7, on remarque que l’augmentation de pression statique lorsquela pompe tourne à 3000 tr/min avec le fluide de densité moyenne vaut 0,61 bar.Cette faible valeur est due à la faible masse volumique du fluide qui représente lemélange entre l’eau et l’air.

4.4.2 Comparaison entre les deux vitesses de rotationEn comparant les Figures 4.10 et 4.4, on remarque que le champ de vitesse est

tout à fait semblable pour les deux vitesses de rotation mais les vitesses sont dansun rapport 3. Ceci est dû à la condition limite imposée à l’entrée : la vitesse àl’entrée a été définie comme étant trois fois plus faible à 1000 tr/min qu’à 3000tr/min (Le débit est supposé proportionnel à la vitesse de rotation). A la sortie,le débit volumique est égal à celui à l’entrée (puisque le fluide est incompressible).Finalement, la vitesse à la sortie étant proportionnelle au débit volumique, ellel’est également par rapport à la vitesse de rotation.

En comparant les Figures 4.11 et 4.8, on remarque que le champ de pressiontotale est semblable pour les deux vitesses de rotation mais que les pressions totales(relatives) sont dans un rapport 9. En effet, l’augmentation de pression totale estproportionnelle au carré de la vitesse de rotation (voir équation 4.9).

4.4.3 Profil de vitesse dans un canal interaubeLes Figures 4.12 et 4.13 représentent le champ de vitesse absolue et relative

dans un canal interaube. Sur la figure du champ de vitesse relative, le rôle de


Fig. 4.6 – Simulation en eau : champ de pression statique à 3000 tr/min (vue encoupe du rouet)

Fig. 4.7 – Simulation avec le fluide moyen : champ de pression statique à 3000tr/min (vue en coupe du rouet)


Fig. 4.8 – Simulation en eau : champ de pression totale à 3000 tr/min (vue encoupe du rouet)

Fig. 4.9 – Simulation avec le fluide moyen : champ de pression totale à 3000 tr/min(vue en coupe du rouet)


Fig. 4.10 – Simulation en eau : champ de vitesse absolue à 1000 tr/min (vue encoupe du rouet)

Fig. 4.11 – Simulation en eau : champ de pression totale à 1000 tr/min (vue encoupe du rouet)


"paroi" des aubes est clairement mis en évidence par le fait que la vitesse relativeest tangente à l’aube.

4.4.4 Séparation des deux phasesLe prototype réel est muni de conduits d’évacuation pour l’air qui se situent à

l’arrière du rouet (voir Figure 3.11). Le principe de la séparation des deux phasesest que l’eau, plus lourde sera plaquée par effet centrifuge sur les parois de la vo-lute. Au contraire, l’air aura tendance à se concentrer près de l’axe de rotation. Lesailettes en caoutchouc jouent un rôle important dans ce phénomène : elles ont pourbut de garantir la rotation du fluide engendrant les forces centrifuges nécessaires àla séparation air/eau.

Dans le modèle utilisé pour ces simulations monophasiques, ces conduits d’éva-cuation n’ont pas été représentés. Toutefois, il est intéressant de vérifier le gradientde pression existant à l’arrière du rouet. Sur la Figure 4.14, on peut observer legradient radial de pression statique engendré par les ailettes. Lorsqu’une bulle d’airarrive près de l’axe de rotation, son énergie cinétique (ρair

v2

2) n’est pas suffisante

pour vaincre le gradient de pression radial et s’échapper par la volute. L’air seconcentre alors à l’intérieur de la pompe tandis que l’eau, plus lourde, s’échappepar la volute.

4.4.5 Résultats supplémentairesLa Figure 4.15 représente l’énergie cinétique turbulente. On y constate que les

aubes sont à l’origine de fortes zones de turbulence ainsi que l’arrondi au niveaude la volute. La Figure 4.9 illustre le champ de pression totale dans la pompecentrifuge. La pression totale commence par augmenter fortement dans les canauxinteraubes grâce à l’énergie communiquée par le rouet. Ensuite, la pression totalediminue progressivement lorsque le fluide s’écoule dans la volute vu les frottements.Elle atteint donc son maximum à la sortie du rouet, ce qui est tout à fait logique.

4.4.6 ConclusionsCes différentes simulations ont permis d’étudier le comportement d’une turbo-

pompe centrifuge pour un fluide incompressible. Même si la complexité du problèmes’est limitée à la modélisation de la machine tournante, plusieurs observations in-téressantes ont pu être réalisées.

L’objectif futur de ces simulations est d’introduire un fluide diphasique eau/airet huile/air afin d’étudier la séparation et le pompage dans les prochains proto-


Fig. 4.12 – Simulation avec le fluide moyen : champ de vitesse absolue à 1000tr/min (vue en coupe d’un canal interaube)

Fig. 4.13 – Simulation avec le fluide moyen : champ de vitesse relative à 1000tr/min (vue en coupe d’un canal interaube)


Fig. 4.14 – Simulation avec le fluide moyen : champ de pression statique à 3000tr/min (vue en coupe de l’arrière du rouet)

Fig. 4.15 – Simulation avec le fluide moyen : champ d’énergie cinétique turbulenteà 1000 tr/min (vue en coupe du rouet)


types. Dans le futur, une difficulté importante à laquelle il faudra faire face pourl’étude diphasique du SIPDA est la définition des conditions à l’entrée qui devrontreprésenter au mieux l’écoulement à poches, successivement d’eau (ou d’huile) etd’air.

Chapitre 5

Conclusions et perspectives

Ce projet a servi au lancement du projet SIPDA, dont l’objectif est de dévelop-per et d’optimiser un système intégré de pompage et de désaération de l’huile delubrification pour turboréacteurs. Dans un premier temps, il a permis d’aborder lesproblèmes de pompage d’un fluide diphasique. Ensuite, la création d’un premierprototype de turbopompe centrifuge SIPDA fut mise en oeuvre, comprenant laphase de dessin du prototype, de la fabrication des différentes pièces et de l’assem-blage du système.

La réalisation du banc d’essai fut effectuée en parallèle : réalisation de l’enceintede mélange, du tube vortex et des circuits d’entrée et de sortie du fluide ; instru-mentation du banc d’essai ; mise au point du système d’acquisition de données ;installation et accouplement du moteur électrique entraînant la pompe ; etc.

Lorsque le premier prototype et le banc d’essai furent achevés, les essais débu-tèrent. Malheureusement, de nombreux problèmes de fuites dûs à l’utilisation d’unevolute en polycarbonate (plastique) empêchèrent les essais d’aboutir. Le premierprototype centrifuge fut finalement abandonné et le design d’un nouveau prototypede type hélico-centrifuge fut lancé, en tenant compte de l’expérience acquise sur lepremier prototype.

Par la suite, des calculs de simulation de l’écoulement dans le SIPDA furentréalisés. Ceux-ci avaient pour but d’acquérir de l’expérience dans la simulationd’écoulement en turbomachine. Quatre types de simulations furent effectuées :deux avec des fluides incompressibles de masses volumiques différentes et deuxpour des vitesses de rotation différentes. Les résultats de ces simulations furentvalidés par plusieurs observations sur les champs de vitesse et de pression statiqueou totale.

49

CHAPITRE 5. CONCLUSIONS ET PERSPECTIVES 50

Les perspectives de ce projet sont de développer un prototype efficace de pompehélico-centrifuge et de l’optimiser pour un mélange huile/air contenant une quantitéimportante d’air non constante. Aussi, l’utilisation d’un outil de calcul CFD seraune aide cruciale pour le dimensionnement et l’optimisation du SIPDA étant donnéque la physique du problème est trop complexe pour avoir recours à une étudepurement analytique.

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51

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Annexe A

Schéma du tube vortex

Fig. A.1 – Schéma du tube vortex

53

Annexe B

Caractéristiques d’huiles delubrification

Fig. B.1 – Propriétés de différentes huiles de lubrification pour turboréacteurs

L’huile la plus couramment utilisée est la Mobil Jet 2.

54

Annexe C

Caractéristiques du débitmètrepour l’eau

55

ANNEXE C. CARACTÉRISTIQUES DU DÉBITMÈTRE POUR L’EAU 56

Documents

Rapport DEA