LA COMBUSTION GAZ NATUREL – OXYGENE

LA COMBUSTION GAZ NATUREL – OXYGENE
Thierry FERLIN, Ingénieur Chercheur, Direction de la Recherche, Gaz de France
Joel ADAMS, Ingénieur, Direction de la Recherche, Gaz de France
Frédéric MILCENT, Ingénieur, Direction de la Recherche, Gaz de France
1
CONTEXTE DE L’ETUDE
Depuis de nombreuses années, Gaz de France a la volonté de développer et de promouvoir,
en collaboration avec les constructeurs d‘équipement de chauffe et les utilisateurs, des techniques
d’utilisations industrielles du gaz naturel de plus en plus performantes et de plus en plus
respectueuses de l’environnement. L’Industrie du Verre est l’un des secteurs pour lesquels la
Direction de la Recherche de Gaz de France a mis en place des moyens et des compétences
indispensables au développement de nouveaux produits ou à leur amélioration. Des actions concrètes
ont été réalisées avec la filière Verre dans le domaine :
- des techniques de réduction primaire des émissions d’oxydes d’azote,
- du reburning gaz naturel,
- de l’oxycombustion gaz naturel.
L’utilisation de l’oxygène comme comburant est une technique efficace pour diminuer la
formation des oxydes d’azote dans les flammes et augmenter le transfert thermique. Depuis plusieurs
années, l’oxycombustion est utilisée dans le monde et en France pour les verres spéciaux, mais son
utilisation dans le verre creux ou le verre plat est restée marginale. Seules existaient quelques
références aux Etats-Unis, aux Pays-Bas et en Allemagne.
Les résultats obtenus par cette technologie, encore confidentielle au milieu des années 90,
ont conduit Gaz de France à s’impliquer dans la filière oxycombustion afin de pouvoir accompagner
ses clients dans leurs choix technologiques pour diminuer les émissions d’oxydes d’azote et
augmenter le transfert thermique sur leurs fours de fusion de verre.
L’objectif de cette communication est d’illustrer l’intérêt de Gaz de France pour
l’oxycombustion gaz naturel à travers, les études de simulations numériques réalisées à la Direction
de la Recherche d’une part, l’étude puis la conversion à l’oxycombustion du four n°1 de la Verrerie du
Languedoc d’autre part.
2
LA SIMULATION NUMERIQUE DE L’OXYCOMBUSTION GAZ NATUREL
Afin de compléter ses connaissances en oxycombustion, parallèlement à des essais semiindustriels, la Direction de la Recherche a réalisé plusieurs études de simulations numériques à l’aide
du logiciel CFX. Le principal objectif de ces études était de mettre en évidence le rôle de l’étagement
de l’oxygène sur le transfert thermique et la formation de NOx (sensibilité à la teneur en azote du gaz
ou de l’oxygène, sensibilité aux entrées d’air parasite).
Cette étude est également motivée par le fait que la Direction de la Recherche de Gaz de
France possède les résultats expérimentaux de plusieurs brûleurs qu’elle a testés dans sa cellule
d’essais 2MW. Cette cellule, d’un volume de 15 m3, permet de tester à l’échelle semi-industrielle de
nombreux type de brûleurs et cela, en dehors de toute contrainte de production. Les résultats de
simulation obtenus ont été confrontés aux données expérimentales disponibles.
2.1
LES BRULEURS RETENUS POUR LES SIMULATIONS NUMERIQUES :
Les deux brûleurs retenus pour les simulations sont les suivants :
- Brûleur n°1 : C’est un brûleur d’une puissance nominale de 880 kW de type pipe in pipe où
l’injection de gaz se fait par un tube central et celle d’oxygène dans une section annulaire autour du jet
de gaz. La plage de puissance de fonctionnement normale est comprise entre 220 et 1030 kW.
- Brûleur n°2 : Il s’agit d’un brûleur à flamme plate de nouvelle génération permettant d’obtenir
une combustion qui n’est plus régie par la turbulence mais par la diffusion chimique. Il est muni d’un
étagement de l’oxygène.
2.2
MISE EN ŒUVRE DES SIMULATIONS NUMERIQUES
Les simulations numériques ont été réalisées à l’aide du code CFD CFX®-4.4 de AEA
Technology. Le modèle de turbulence utilisé est le modèle RNG k-ε (RNG pour ReNormalisation
Group). Le modèle de combustion employé est le modèle « Mixed Is Burnt ». Ce dernier est basé sur
l’hypothèse de réactions chimiques infiniment rapides, c’est à dire que les temps caractéristiques
chimiques sont considérés négligeables devant les temps caractéristiques des phénomènes
turbulents. Les transferts radiatifs ont été représentés par le modèle de transferts discrets en
supposant un coefficient d’absorption uniforme du fluide. Les oxydes d’azotes d’origine thermique ont
également été calculés. Des corrélations adaptées aux hautes températures ont été utilisées par le
code CFX pour les lois de capacités calorifiques massiques [1, 2].
3
3.1
CELLULE D'ESSAI GAZ DE FRANCE ET SA MODELISATION
CELLULE D'ESSAI DE GAZ DE FRANCE
Gaz de France dispose d'une cellule d'essai permettant de faire fonctionner des brûleurs à
hauteur d'une puissance de 2MW. L’installation est présentée en figure 1. Elle est composée des
sous-ensembles suivants :
Une enceinte parallélépipédique calorifugée dans laquelle se développe la combustion:
- en face avant, à une extrémité de l’installation, une porte mobile support brûleur qui vient
fermer l’enceinte de combustion,
- en face arrière, à l’autre extrémité, une cheminée d’évacuation des produits de combustion
équipée d’un clapet mobile permettant de réguler la pression de l’enceinte.
Une charge thermique double constituée par :
- une nappe de tubes fixes installés en sole (afin de réguler la température dans l'enceinte),
- un faisceau de tubes mobiles répartis sur les deux faces latérales de l’enceinte (afin d'affiner
la régulation en température).
Sur une des faces latérales, un ensemble de neufs hublots permettant l’introduction de
sondes de mesures dans les flammes étudiées, sur la deuxième face latérale, une panoplie
d’alimentation et de régulation du combustible et du comburant nécessaires au brûleur en essai, en
complément une armoire de contrôle commande assure le pilotage et la gestion des sécurités de
l’installation.
Charge mobile
Hublots
3.2
Figure 1 : Cellule 2MW
MODELISATION DE LA CELLULE D'ESSAI
Dans le cas du brûleur n°1 qui est un brûleur du type "pipe in pipe", l'ensemble cellule d'essai
et du Brûleur a été représenté de manière axisymétrique. En conséquence, seule une portion
angulaire de 0,1 rd a été prise en considération afin de mener les calculs.
En ce qui concerne le brûleur n°2 qui est un brûleur à flamme plate à étagement de l'oxygène,
une modélisation tridimensionnelle de l'ensemble cellule d'essai + brûleur a été utilisée. Toutefois, la
symétrie du plan médian vertical nous à permis de ne simuler qu'une demi cellule. Cette géométrie est
illustrée en figure 2.
Figure 2 : Modélisation tridimensionnelle de la cellule pour le brûleur 2
Les maillages utilisés sont du type structurés et les principales caractéristiques sont
mentionnées dans le tableau 1.
De plus, un maillage radiatif créé par regroupement de plusieurs mailles issues du maillage
fluide a été utilisé pour les calculs des transferts thermiques radiatif. Ceci permet de réduire les temps
de calculs sans pour autant nuire à la précision des résultats.
La modélisation des charges thermiques a été prise en compte par la mise en place de
conditions de flux imposés au niveau de la sole et des parois latérales. On remarquera que dans le
cas de la modélisation axisymétrique du brûleur Primefire 100, la sole, la voûte et les parois latérales
sont confondues.
L'ensemble des autres parois est considéré comme adiabatique.
Brûleur n°1
Brûleur n°2
Nombre de mailles fluides
26200
162000
Nombre de mailles radiatives
400
1350
Tableau 1 : Caractéristiques des maillages utilisés
4
4.1
SIMULATIONS REALISEES AVEC LE BRULEUR N°1
CONFIGURATIONS SIMULEES
Pour le brûleur n°1, une étude paramétrique sur la variation de la quantié d'azote présente
dans le mélange réactif a été réalisée. Quatre configurations ont été modélisées. Le tableau 2
présente les caractéristiques des mélanges réactifs mis en jeu.
Configurations Type de gaz naturel
utilisé
Type
d'oxygène
utilisé
Débit de gaz
naturel en
Nm3/h
Débit
d’oxygène
en Nm3/h
1.1
Type Algérie (Fos)
Cryogénique
92,10
201,90
1.2
Type Mer du Nord
Cryogénique
94,57
201,90
1.3
Type Groningue
Cryogénique
101,53
201,90
1.4
Type Algérie (Fos)
VSA
92,10
216,98
Tableau 2 : Configurations simulées
4.2
RESULTATS OBTENUS
La figure 3 montre le champ de température pour le cas 1.1. On constate une zone importante
à haute température au niveau de l'axe. Ceci est typique d'une combustion non étagée où la
turbulence gouverne la combustion. La température maximale de flamme est bien traduite par le ode
de calcul (2727°C en expérimental pour 2780°C en théorie). Par contre le volume de gaz porté à cette
température semble trop important (il en résulte une flamme trop volumineuse). On obtient des
résultats peu différents pour les cas 1.2 à 1.4.
Figure 3 : Cas 1.1, champ de température (en K)
Comme on peu le voir sur le tableau 5, les résultats de simulation concernant les fumées sont
en accord avec les résultats expérimentaux. En effet, en terme de composition volumique, on retrouve
les bonnes teneurs en eau, dioxyde de carbone, azote et oxygène. Sur le plan des puissances mise
en jeu, la puissance entrante, évacuée par les parois et évacuée en cheminée est en accord avec les
résultats expérimentaux.
Cas 1.1
Cas 1.3
Expérimental
Numérique
Expérimental
Numérique
Puissance entrante en kW
985,47
975,15
1003,9
970,75
Puissance sortante en kW
924,72 (sans
les pertes aux
parois)
974,89
924,72 (sans
les pertes aux
parois)
970,94
Débit massique total en
entrée en kg/s
0,1009
0,1007
0,1031
0,1041
Débit massique total en
sortie en kg/s
0,1009
0,1007
0,1031
0,1041
Puissance évacuée par la
charge (mobile +fixe) en KW
719
728
729
728
Débit massique de NOx en
kg/h en sortie
0,270
0,447
0,692
1,284
Température de sortie en °C
1466
1401
1459
1359
Fraction molaire de H2O
dans les fumées humides
0,6427
0,6327
0,6173
0,6290
Fraction molaire de N2 dans
les fumées humides
0,008
0,007
0,0386
0,0158
Fraction molaire de CO2
dans les fumées humides
0,3341
0,3379
0,3276
0,3367
Fraction molaire de O2 dans
les fumées humides
0,0150
0,0215
0,0153
0,0183
Emissions de NOx en ppm à
4% d'excès en O2
1235
3415
2820
8726
Tableau 3 : Analyse des fumées
Enfin, sur l'aspect des polluants émis, l'étude paramétrique réalisée sur le taux d'azote dans le
gaz naturel et dans l'oxygène permet de caractériser l'importance de ce paramètre sur la production
de NOx en cheminée. La figure 5 nous permet de constater que la tendance d'évolution du taux de
NOx en sortie est respectée : plus on ajoute d'azote en entrée (que ce soit dans le gaz naturel ou
dans l'oxygène), plus le taux de NOx est élevé en sortie. Cependant, d'un point de vue quantitatif, les
résultats sont moins satisfaisants. De plus, le taux d'émission de NOx est un paramètre qui est
fortement corrélé avec le flux massique total d'azote en entrée. Ces constatations issues des résultats
des simulations sont en accord avec les observations faites par les industriels verriers sur leurs fours
industriels. Toutefois dans le cas des simulations, les taux d'émissions sont largement surestimés (de
l'ordre d'un facteur 2). A titre d'indication, les simulations ont permis d'établir la corrélation suivante :
[NOx] = 443,88.DN
2
+ 2213,8
Les unités respectives des deux variables sont celles de la figure 4. Le coefficient de
corrélation est de 0,99.
NOx en cheminée en ppm à 4%
O2
11000
NOx en fonction du débit
N2 dans le gaz
9000
NOx en fonction du débit
N2 dans l'oxygène
7000
NOx en fonction du débit
N2 total entrant
5000
NOx expérimental en
fonction du débit N2 total
entrant
Linéaire (NOx en fonction
du débit N2 total entrant)
3000
1000
0
5
10
15
20
25
débit d'azote en Kg/h
Figure 4 : Emissions de NOx simulées
Pour ce qui est de l'évolution de la température en voûte, les résultats de simulation sont
moins satisfaisants. On constate que les simulations donnent des résultats sous estimés par rapport à
l'expérience (entre 100 et 200°C de moins). Une explication à ce problème se situe probablement au
niveau de la prise en compte des transferts radiatifs. En effet, en imposant un flux au niveau de la sole,
on perturbe l'ensemble des transferts radiatifs (qui sont prépondérants à ce niveau de température).
5
5.1
SIMULATION REALISEES SUR LE BRULEUR N°2
CONFIGURATIONS SIMULEES
En ce qui concerne ce brûleur, une étude paramétrique sur la variation du taux d'azote dans le
mélange réactif a été réalisée comme pour le brûleur n°1. Cette étude n'est pas présentée dans ce
document. En effet, les conclusions issues de ces modélisations sont identiques à celles émises pour
le brûleur n°1.
Par contre comme le brûleur n°2 est un brûleur à étagement, une seconde étude, à mélange
réactif entrant constant, a été entreprise. Le paramètre variable est dans ce cas le taux d'étagement
de l'oxygène. Le tableau 4 présente les configuration simulées.
Configuration
Type de gaz
naturel
utilisé
Type
d'oxygène
utilisé
Etagement
Débit de
d'oxygène gaz naturel
en %
en Nm3/h
Débit total
d’oxygène
en Nm3/h
Débit "entrée
oxygène étagée"
en Nm3/h
2.2
Mer du Nord Cryogénique
50
97,24
204,50
102,25
2.5
Mer du Nord Cryogénique
100
97,24
204,50
204.5
2.6
Mer du Nord Cryogénique
75
97,24
204,50
153,38
2.7
Mer du Nord Cryogénique
25
97,24
204,50
51,25
2.8
Mer du Nord Cryogénique
0
97,24
204,50
0
Tableau 4 : Configurations simulées
5.2
RESULTATS OBTENUS
Les figures 5 à 7 illustrent l'influence de l'étagement sur la température. On peut y voir
l'évolution d'une combustion non retardée (figure 7) vers une combustion retardée (figure 6). Le code
de calcul CFX a traduit cet aspect fondamental de l'étagement. On remarque la zone à haute
température sur la figure 7 caractéristique d'une combustion "rapide" : on libère beaucoup d'énergie
dans un volume faible. Il en résulte un pic de température et un volume important à haute température
(zone génératrice de NOx. Plus on étage (figures 5 et 6), plus la zone à haute température se réduit,
ce qui traduit parfaitement la physique. En particulier, on remarquera la répartition spatiale du champ
de température au sein de la cellule : on passe d'une répartition ramassée autour du point d'injection
(figure 7) à une répartition volumique (figure 6). Par contre, concernant l'évolution des températures
en fin de cellule, on constate qu'une augmentation de l'étagement n'aboutit pas à un réchauffement
significatif.
Figure 5 :Cas 2.2, champ de température (en K) Figure 6 : Cas 2.5, champ de température (en K)
Figure 7 : Cas 2.8, champ de température (en K)
Au niveau de l'analyse des fumées, le tableau 5 montre que la comparaison entre simulation
et expérience reste satisfaisante, puisque comme pour le brûleur n°1, la teneur des fumées issues
des simulations est très proche des mesures réalisées lors des essais. D’autre part, les puissances
mises en jeu dans les simulations et lors des essais sont très voisines.
Cas 2.2
Puissance entrante en
kW
Cas 2.5
Expérience
Numérique
Expérience
1002,2
1003,8
1003,3
Puissance sortante en
kW
998,6
Cas 2.8
Numérique Expérience Numérique
1003,8
1018,1
987,6
1003,8
1003,8
Débit massique total
en entrée en kg/s
0,1031
0,1033
0,1032
0,1034
0,1047
0,1034
Débit massique total
en sortie en kg/s
0,1031
0,1033
0,1032
0,1034
0,1047
0,1034
Puissance évacuée
par la charge (mobile
+fixe) en KW
716,9
707,8
709,9
707,8
718,5
707,8
Débit massique de
NOx en kg/h en sortie
0,401
0,518
0,306
0,562
0,477
0,517
Température de sortie
en °C
1403
1579,4
1416
1534
1385
1589
Fraction molaire de
N2 dans les fumées
sèches en %
6,8178
4,3359
7,2586
4,2052
5,5938
4,2859
Fraction molaire de
CO2 dans les fumées
sèches en %
88,4967
92,5293
88,1053
89,7396
89,6947
91,4630
Fraction molaire de
O2 dans les fumées
sèches en %
4,4974
3,0550
4,5019
5,9590
4,4997
4,1534
Emissions de NOx en
ppm à 4% d'excès en
O2
1803
3260
1376
4146
2112
2789
Tableau 5 : Analyse des fumées
Concernant l'étude des émissions de NOx en fonction du taux d'étagement, d'après la figure 8
on note que l'expérience montre clairement une décroissance des NOx avec l'augmentation de
l'étagement. Les simulations, elles, nous prédisent le contraire. C'est la première fois que cette
tendance n'est pas respectée, car dans toutes les simulations réalisées en combustion aérogaz avec
CFX ce fût le cas. Alors que la température dans le four diminue avec l'étagement, les NOx d'origine
thermique augmentent. Plusieurs explications sont possibles:
- Avec l'augmentation de l'étagement, le pic de température est atténué. Toutefois, comme les
températures sont surestimées dans l'enceinte, ces résultats laissent supposer que le volume à un
niveau thermique supérieur à la température d'activation des réactions de production des NOx
d'origine thermique est constant et tend même à augmenter avec l'étagement,
- Le niveau thermique général est surestimé, cela va se retrouver sur le taux de production
des NOx.
NOx en cheminée en ppm à 4% O2
4000
3500
NOx en fonction du %
d'étagement d'oxygène
3000
NOx expérimental en
fonction du % d'étagement
d'oxygène
2500
2000
1500
1000
0
15
30 % d'étagement
45
60
75
90
Figure 8 : Influence de l'étagement sur les NOx
L’évolution de la température en voûte confirme les limitations constatées pour les différentes
simulations figure (5 à 7). En effet, plus on étage, plus la température de voûte à tendance à diminuer
à la racine de la flamme (x~0 m) et à augmenter en fin de flamme (x~3 m). Toutefois, les résultats
sont surestimés de 200 à 250°C.
On peut constater qu'en racine de flamme, la tendance est respectée. Par contre, alors qu'en
expérimental, on observe une inversion des profils de température pour x compris entre 2 et 3 m (du à
l’étagement), en simulation, on observe plutôt des oscillations des profils qui ne font pas apparaître un
réel réchauffement de la fin de la flamme avec l'étagement.
6
CONCLUSION DES SIMULATIONS (ESSAIS SEMI-INDUSTRIELS) :
La réalisation de simulations en oxycombustion a permis de mettre en évidence plusieurs
aspects au niveau du code de calcul CFX. En effet, la simple prise en compte de capacités
calorifiques "haute température" ne suffit pas à rendre compte de l'oxycombustion. Pour les deux
brûleurs testés, si certaines grandeurs sont bien traduites et certaines évolutions respectées (baisse
de la température et hausse des NOx avec l'augmentation du taux de N2 dans le gaz et dans
l'oxygène), d'autres le sont moins (pic de température dans la cellule et surtout l'influence de
l'étagement sur le taux de NOx en sortie). Ces aspects peuvent s'expliquer par :
- La modélisation de la cellule et en particulier l'hypothèse faite sur les conditions aux limites
au niveau de la sole et des parois latérales ainsi que l'hypothèse d'axisymétrie de la cellule (pour le
brûleur n°1). En effet, en sole et sur les parois latérales (on impose un flux),
- La modélisation de la combustion et des NOx. Le modèle mixed is burnt avec une chimie
infiniment rapide rend bien compte de l'étagement, mais il produit une flamme trop volumineuse qui a
pour conséquence une surestimation des NOx et un contresens manifeste au niveau de l'étude des
NOx avec la variation de l'étagement (brûleur n°2).
Afin de poursuivre et d'améliorer la modélisation de l'oxycombustion, plusieurs voies
sont envisageables :
- Utilisation d'un mécanisme chimique à plusieurs étapes (prise en compte d'une ou deux
réactions de dissociation),
- Réalisation de simulations à l'aide du modèle eddy break-up et du modèle de flammelettes
qui comparent les temps caractéristiques de la chimie et de la turbulence,
- Prise en compte des prompt NOX qui ne sont peut être pas négligeables dans le phénomène
de l'oxycombustion.
7
LA CONVERSION A L’OXYCOMBUSTION DU FOUR N°1 DE LA VERRERIE
DU LANGUEDOC
Avant la conversion à l’oxycombustion, le four unit melter n°1 de la Verrerie du Languedoc
(France) était équipé de 28 brûleurs bas NOx alimentés en air chaud et gaz naturel préchauffé. Sa
surface était de 170 m² pour une tirée de 360 à 400 t/j avec boosting électrique.
En vue de la reconstruction de ce four, différentes options ont été envisagées. Des études de
simulations numériques pour un fonctionnement en aérocombustion et pour un fonctionnement en
oxycombustion ont été réalisées par Gaz de France et TNO. Parallèlement à ces études, des essais
de brûleurs oxygaz ont été effectués en conditions semi-industielles (essais simulés dans les
paragraphes précédents) et industrielles (sur le four n°1 de VDL).
7.1
TESTS SEMI-INDUSTRIELS DE BRULEURS OXYGAZ DE LA FILIERE EN LABORATOIRE :
Deux familles de brûleurs ont été testées :
- Brûleurs sans étagement de l’oxygène (première génération),
- Brûleurs avec étagement de l’oxygène (seconde génération).
Différentes formes de flammes ont été testées :
- Flammes « classiques »,
- Flammes « plates ».
Les paramètres plus particulièrement étudiés étaient :
- Le transfert thermique à la charge,
- La sensibilité à la nature du gaz naturel ou de l’oxygène utilisés,
- La sensibilité à l’air parasite (NOx).
Pour tous les brûleurs testés, nous avons effectué les mêmes séries de mesures pour
différents fonctionnements (différents gaz naturels, pureté de l’oxygène, étagement …) :
- Profils transversaux et longitudinaux d’espèces chimiques dans la flamme (CH4, CO,
CO2, NOx, O2),
- Profils de température (voûte, sole …),
- Analyse des fumées (CO, CO2, NOx, O2, température),
- Bilan thermique (pertes aux fumées, pertes aux parois, transfert à la charge,
rendement de combustion).
La figure n°9 donne un exemple de profil transversal pour les teneurs en NOx pour un brûleur
flamme plate.
NO(ppm): -22.4 27.9 78.3 128.6179.0229.3279.7330.1380.4430.8481.1531.5581.8632.2682.5
600
550
500
450
400
350
300
hauteur four axe y(mm)
250
200
150
100
50
0
-50
-100
-150
-200
-250
-300
-350
-400
-450
-500
-500
-400
-300
-200
-100
0
100
200
300
400
500
largeur du four Axe X (mm)
Figure n°9 : Profil transversal NOx
Ces essais en laboratoire sur la cellule de 2 MW de Gaz de France ont permis, par exemple,
de mettre en évidence la sensibilité variable des brûleurs à la teneur en azote du comburant et du
carburant (émissions d’oxydes d’azote voir figure n°10) en fonction de leur technologie (importance de
l’étagement du carburant et/ou du comburant) et d’évaluer l’influence des entrées d’air parasite sur les
émissions d’oxydes d’azote .
N Ox en fonction de la teneur en azote du gaz natu rel
1,2
1
Brû leurs de p remière gén éra tion
"Pipe in ip e" classiq ue
N Ox (g /kW)
0,8
0,6
0,4
0,2
Brûleu rs d e seco nd e gén ération
E tag emen t de la c ombu stio n
0
0,5
2,5
4 ,5
6,5
8,5
10,5
12,5
14,5
16,5
T en eur en azote du g az n aturel (%)
Figure n°10 : NOx et Azote (N2) du gaz naturel - Rôle de l’étagement de la combustion
7.2
TRAVAUX DE SIMULATION GDF – TNO DU FONCTIONNEMENT DU FOUR EN
OXYCOMBUSTION :
Les caractéristiques du four retenues pour les simulations du fonctionnement en combustion
gaz naturel oxygène étaient les suivantes :
- Tirée : 360 t/j,
- Calcin : 60 %,
- 15 brûleurs en quinconce,
- oxygène VSA (pur à 93 %).
Ces travaux de simulation ont permis d’optimiser différents paramètres en vue de la
reconstruction éventuelle du four en combustion oxygène gaz naturel. Les paramètres plus
particulièrement optimisés étaient :
- La hauteur de voûte (points chauds, points froids…),
- La position des brûleurs au-dessus du bain,
- Le profil de chauffe des brûleurs (transfert, courbe de température …),
- La taille du bassin.
Les résultats obtenus sur les champs de température de voûte et dans différents plans du four
ont permis de définir la position de la voûte.
La figure n°11, présente les bilans thermiques comparatifs entre un fonctionnement
aérocombustion et un fonctionnement oxycombustion gaz naturel.
Fonctionnement aérogaz
PAROIS = 7117 kW
AIR PRECHAUFFE
7967 kW
FUMEES
17 650 kW
8395 kW
Fonctionnement oxygaz simulé
OXYGENE
0 kW
712 KW
FUMEES
5 128 kW
9 095 kW
GAZ NATUREL
24 731 kW
PAROIS = 5 591 kW
670 KW
GAZ NATUREL
19 200 kW
VERRE = 8464 kW
BOOSTING = 781 kW
VERRE = 8 425 kW
BOOSTING = 0 kW
Figure 11 : résultats comparatifs Aérocombustion – Oxycombustion
Ces résultats montrent une économie potentielle de l’ordre de 22 % sur le combustible et la
possibilité de supprimer le boosting électrique.
7.3
RECONSTRUCTION DU FOUR ET PASSAGE EN OXYCOMBUSTION :
La reconstruction du four en oxycombustion a donc été décidée et les principales
caractéristiques du nouveau four sont les suivantes :
- 10 brûleurs AL Glass FC,
- Tirée : 360 t/j sans boosting,
- Surface de bain : 150 m² ( - 20 m²),
-Tirée spécifique : 2,4 t/m² (+ 20 %),
- Calcin : 60 %,
- Oxygène : VSA pureté de 93 % avec sauvegarde oxygène cryogénique.
7.4
L’INSTALLATION DE PRODUCTION D’OXYGENE SUR SITE (VSA AIR LIQUIDE)
L’installation d’Air Liquide est constituée d’un VSA d’une capacité de production de 110 t/j
d’oxygène pur à 90 % et d’une sauvegarde oxygène cryogénique d’une capacité légèrement
supérieure. Il est possible de passer d’un fonctionnement à l’autre et même de compenser une
éventuelle « sous capacité de production » du VSA par un appoint d’oxygène cryogénique.
7.5
PERFORMANCES DU NOUVEAU FOUR DE LA VERRERIE DU LANGUEDOC
Les résultats obtenus sur le four ainsi reconstruit montrent tout l’intérêt de l’oxycombustion
gaz naturel en fusion du verre. En effet, dans les mêmes conditions de tirée (360 t/j) et avec le même
pourcentage de calcin (60 %), on obtient :
Avant conversion [air chaud (700°C) - gaz naturel chaud (500°C)] :
- Consommation spécifique gaz naturel : 1550 kWh(PCI)/tonne de verre,
- Emissions NOx : 0,8 kg/tonne de verre.
Après conversion [oxygène-gaz naturel] :
- Consommation spécifique gaz naturel : 1050 kWh(PCI)/tonne de verre ( - 32 % ),
- Emissions NOx : 0,2 kg/tonne de verre ( - 75 % ) en oxygène cryogénique,
- Emissions NOx : 0,4 kg/tonne de verre ( - 50 % ) en oxygène VSA.
Le four est de plus équipé d’une chaudière de récupération ce qui a imposé une dilution des
fumées pour abaisser leur température de 1350 °C (sortie four) à 700 °C (entrée chaudière), les
fumées sortie four sont suffisamment « froides » pour que cette dilution ne génère pas d’oxydes
d’azote ce qui pouvait être craint a priori.
En complément de la conversion à l’oxycombustion, un système permettant une combustion
oscillante a été installé.
8
PRINCIPE DE LA COMBUSTION OSCILLANTE
En faisant varier le débit de combustible selon une fréquence définie suivant le procédé (de
0,2 à 2 Hertz) entre deux valeurs (haute et basse), on crée dans la flamme une alternance de zones
de combustion riches et pauvres qui ont pour effet de :
- Baisser la température maximale de la flamme et donc la formation d’oxydes d’azote,
- Générer en rapport riche des hydrocarbures et des suies rayonnants,
- Allonger la flamme d’environ 30 % et donc d’assurer une meilleure couverture de bain.
Eléments clef pour la gestion de la combustion oscillante, l’instrumentation est constituée
d’une vanne pulsante par brûleur et de son contrôleur. Ces éléments permettent de pulser les débits
de gaz sur les dix brûleurs. La fonction principale du contrôleur est de gérer l’ensemble du
fonctionnement des vannes, leur synchronisation.
8.1
RAPPEL DES OBJECTIFS DE LA COMBUSTION OSCILLANTE
L’objectif du passage en combustion oscillante sur le four n°1 était le suivant :
- Economie d’énergie supplémentaire de l’ordre de 5 %,
- Economie d’oxygène et donc l’électricité de l’ordre de 5 % voire plus,
- Abaissement de la température de voûte,
- Pas d’impact sur la qualité du verre,
- Diminution des émissions NOx de l’ordre de 50 % par rapport à une solution oxy-combustion
non pulsée.RAPPEL PREMIERS RESULTATS D’ ESSAIS DE COMBUSTION OSCILLANTE :
Des premiers essais de courte durée en combustion oscillante ont été effectués. Le matériel
de mesure (sortie four) étant en place les mêmes données que pour les autres fonctionnements ont
été enregistrées. Le tableau ci-dessous donne les moyennes sur 15 minutes des analyses fumées
sortie four pour les différents tests réalisés.
14/11/2001
CO2Four COFour O2 Four NOxFour NOx Four T fumées
Brûleurs pulsés
Référence 1
0
Oscillante 4 brûleurs
7-8-9-10
Oscillante 6 brûleurs
5-6-7-8-9-10
Oscillante 8 brûleurs 3-4-5-6-7-8-9-10
Référence 2
0
%
58,8
59,9
61,2
62,1
63,1
ppm
626
567
701
996
511
%
5,4
5,1
4,8
4,4
4,9
ppm
958
1021
991
891
990
mg/m3(n)
1641
1713
1629
1431
1639
°C
1407
1407
1403
1406
1392
Tableau 6 : Résultats en combustion oscillante
Ces premiers essais avaient pour but de vérifier le fonctionnement des vannes gaz qui
permettent de pulser. De nombreux autres essais seront nécessaires afin d’optimiser ce système de
combustion (fréquence de la pulsation, amplitude sur le débit gaz, pulsation par paire de brûleurs, par
côté four, …). En matière de NOx, on ne peut, rien conclure car en pulsant, les longueurs de flammes
ont tendance à augmenter ce qui fait augmenter le taux de CO dans les fumées en sortie four.
9
RESULTATS DES MESURES COMPARATIVES COMBUSTION CLASSIQUE
& OSCILLANTE
Ces premiers résultats de mesures rassemblés dans le tableau qui suit, nous ont été fournis
par VDL, ils correspondent à un fonctionnement sans boosting électrique pour une tirée de l’ordre de
350 t/j avec 60 % de calcin, un taux d’humidité de 5 % à l’enfournement et une température de verre,
à la gorge, proche de 1300 °C. Ces résultats de mesures sont intéressants car, comme dans les
campagnes de mesures précédentes, il n’y a pas utilisation de boosting électrique.
Type de combustion
Combustion
classique
Combustion
classique
Combustion
oscillante
Combustion
oscillante
Alimentation oxygène
VSA
Cryogénie
VSA
Cryogénie
Date
21/09/2001
05/12/2001
11/12/2001
12/12/2001
NOx ppm
1114
823
727
596
NOx mg/m3(n) à 8 % O2
1687
1246
1078
819
NOx kg/t verre
0,4
0,26
0,25
0,13
Conso. spécifique kWh/t verre
1041
1029
1062
1048
Consomation instantanée kWh/tv
1065
1059
1089
1084
Puissance entrante
15839
15141
15479
15409
Tirée
357
343
341
341
Tableau 7 : Comparaison combustion classique / combustion oscillante
9.1
COMPARAISON DES EMISSIONS DE NOX ENTRE COMBUSTION CLASSIQUE ET
COMBUSTION OSCILLANTE :
Le passage de la combustion classique à la combustion oscillante permet aussi de diminuer
les émissions d’oxydes d’azote :
- Diminution de 35 % en oxygène VSA (0,4Î0,25 kg/tonne de verre),
- Diminution de 50 % en oxygène cryogénique (0,26Î0,13 kg/tonne de verre).
9.2
CONSOMMATION SPECIFIQUE
Pour la consommation spécifique ces essais, de courte durée, ne permettent pas aujourd’hui
de donner de conclusion.
9.3
CONCLUSION
L’optimisation accrue des procédés industriels conduit à développer des équipements de
chauffage toujours plus performants vis-à-vis des préoccupations environnementales (économies
d’énergie et réduction des émissions de polluants), de la qualité de chauffage (homogénéité de
température), de la sécurité (Norme EN 746) et de la fiabilité nécessaire aux nouveaux modes de
gestion de la production.
Dans cette perspective, le gaz naturel occupe une place de choix. Les importants
investissements réalisés par Gaz de France en moyens d’essais d’équipements thermiques, en
modélisation/simulation ainsi que le savoir-faire acquis pour ses besoins propres ou ceux de ses
partenaires permettent de faire face aux problèmes de plus en plus spécifiques posés par la clientèle
industrielle notamment l’industrie du verre. Gaz de France se propose ainsi d’être un interlocuteur de
l’ensemble de la filière gaz, des laboratoires de recherche, aux centres techniques, constructeurs
d’équipements et clients industriels ; sa participation dans de nombreux projets de collaboration et en
particulier dans des projets financés par la Commission Européenne, par l’ADEME témoignent de la
performance de ses moyens, de la qualité et de la confidentialité de ses travaux.
La collaboration Verrerie du Languedoc - Gaz de France et les résultats obtenus illustrent
parfaitement les travaux de Gaz de France pour l’Industrie Verrière Française.
REFERENCES
1.
Combustion Fundamentals, Roger A. Strehlow, Mc Graw-Hill INTERNATIONAL EDITIONS
1985.
2.
Oxygen enhanced combustion, Charles E. Baukal, Jr, Ph. D, CRC PRESS 1998