ABATTAGE THERMIQUE DE ROC

ABATTAGE THERMIQUE DE ROC

DESCRIPTIONS DU CALORIMÈTRE CYLINDRIQUE ET DU MODÈLE
NUMÉRIQUE

Approche générale et stratégie numérique

L’estimation du flux thermique est essentielle dans le but d’obtenir une caractérisation de différents brûleurs, pour plusieurs sélections de rapports A/C.
Les présents travaux visent particulièrement la détermination du flux thermique en condition de confinement, où plusieurs cibles sont disposées tout autour du jet .
Bien que plusieurs zones latérales qui entourent la flamme aient été prévues, la distribution du flux au. point de contact reste un élément de première importance pour l’analyse comparative. Comme cible, un disque d’acier est placé dans l’axe de la flamme. Plusieurs anneaux ont été superposés à cette cible, ce qui permet de quantifier le flux de chaleur en condition de confinement, au point d’impact de la flamme. Pour la présente analyse comparative, chaque pièce d’acier représente une zone distinctive pour la mesure du flux thermique. La combinaison de ces zones crée un espace calorimétrique où les performances thermiques pourront être comparées. À noter que l’annexe B regroupe de plus amples détails techniques à ce sujet. Il serait également judicieux de consulter la méthodologie de détermination du flux thermique par l’entremise du calorimètre,  II est important de souligner que ce concept représente une approche assez différente des expérimentations courantes. Les études antérieures sur l’analyse du flux thermique d’une flamme supersonique ont surtout été faites au moyen de plaques planes ou de disques métalliques (en cuivre) comme cible au point d’impact du jet . La méthode est parfois raffinée en remplaçant le disque par un bloc où une cavité parabolique.

Détermination du flux thermique de surface

Pour mesurer le flux total absorbé, une stratégie numérique doit être associée à chaque zone calorimétrique. La présente sous-section fait état de l’élaboration du calcul numérique pour déterminer les flux thermiques.
Pour faciliter le traitement, l’étude de la distribution du flux thermique tout autour d’une flamme supersonique doit comporter un certain nombre d’hypothèses ou de simplifications.
Il est prétendu tout d’abord que le patron d’écoulement du jet évacué par le brûleur est symétrique et bidimensionnel par rapport à l’axe central de la tuyère. Par le fait même, l’écoulement à l’intérieur du calorimètre est aussi réputé bidimensionnel puisque, durant les essais, l’axe de la tuyère est superposé à celui de l’orifice d’entrée cylindrique. Ainsi, au point d’impact de la flamme, où un disque est utilisé pour le traitement, une stratégie en deux dimensions en r-z est considérée alors que pour les régions frontières radiales, une stratégie à deux dimensions en r-6 est choisie pour le calcul du flux thermique .

Propriétés thermiques des zones calorimétriques

Les caractéristiques thermiques des aciers qui constituent les masses solides sont mesurées par des instruments à haute précision. À partir des deux aciers entrant dans la fabrication des zones calorimétriques, des échantillons circulaires sont usinés. Dans un premier temps, les échantillons cylindriques sont introduits dans un dilatomètre, de marque Anter Corporation (modèle Unitherm 1091HS), afin de déterminer l’expansion de l’acier en fonction de la température. La densité du matériel à plus hautes températures peut être alors évaluée.

Description de l’instrumentation et de la station d’essais

Description des installations du laboratoire et de l’instrumentation

Pour faire suite aux exigences expérimentales du projet en cours, une station d’essais spécifique a été mise sur pied. Cette station comprend tous les éléments essentiels pour faire le démarrage et alimenter en air et en combustible les brûleurs à jet supersonique.
L’unité de puissance comprend deux systèmes de pompage indépendants combinés à des réservoirs qui fournissent des débits de fluide hydraulique et de combustible liquide (diesel) respectivement. Chaque pompe est actionnée par un moteur électrique d’une capacité de 2,24 kW [3 hp]. Cette indépendance permet d’assurer un débit de combustible stable même lorsqu’une puissance hydraulique utilisée simultanément est nécessaire.
L’unité de puissance est aussi constituée d’un accumulateur d’énergie (doté de condensateurs) qui permet d’alimenter électriquement les bougies d’allumage des brûleurs, lorsque requis. Enfin, un panneau de contrôles permettant l’ajustement des débits d’air et de combustible est superposé à la structure externe de l’unité de puissance. Le déclenchement de la puissance électrique d’allumage se fait également à partir du panneau de contrôles. L’alimentation en oxydant est fournie par un compresseur à air d’une capacité de 17 nrVmin [600 CFM] à 862 kPa(g) [125 psig] de marque Ingersoll-Rand®. Le boyau de distribution en air transite par deux dispositifs de filtration (pour épurer le jet d’air comprimé des goutelletes d’huile et des particules solides en suspension) et par une valve manuelle située sur le panneau de contrôles. Cette valve principale permet uniquement un ajustement grossier du débit d’air. En mode d’opération (brûlage), cette valve est complètement ouverte et l’ajustement de la combustion se fait en réglant le débit de combustible.

Résultats des essais destructifs par fragmentation thermique

Procédure et préparation des essais destructifs

Les essais de fragmentation thermique consistent à introduire le brûleur, d’une façon similaire à la phase 2, à l’intérieur de trous perforés dans des blocs de granite rose14.
Pour mieux comparer les résultats, les trous ont un diamètre de 15,24 cm [6 po] légèrement supérieur à l’orifice du calorimètre et ont une profondeur de 40,64 cm [16 po]. Plusieurs trous à peu près équidistants sont pratiqués sur un même bloc. La perforation des trous se fait à l’aide d’une puissante foreuse mécanique .Au total, trois blocs de granite comptant chacun quinze trous sont prévus pour réaliser différents essais de fragmentation. À cet effet, l’annexe D dresse l’inventaire et les spécifications des différents blocs perforés. De plus, afin de conserver un confinement acceptable, un dégagement externe (mur) d’au moins 0,13 m est respecté pour tous les orifices pratiqués dans les blocs. La procédure expérimentale est simple et similaire à celle prévue à la phase 2. Tout d’abord, le volume initial de chaque trou doit être déterminé. Pour ce faire, un long réservoir tubulaire muni d’une valve de décharge est utilisé. Une fois que le réservoir est rempli, il est pesé et le niveau d’eau y est mesuré (à l’aide d’une tige très mince) puis cette même procédure est répétée une fois le remplissage du trou complété . Ensuite, l’alignement et le centrage du revêtement cylindrique du brûleur à l’axe du trou sont effectués, à la distance au sol (AS) choisie.

Observations sur les cavités fragmentées

Afin de valider l’étude par calorimétrie, plusieurs expériences de fragmentation avec les différents types de brûleurs ont été réalisées. La première étape des essais implique l’ajustement des régimes A/C optimaux .. À l’origine, un temps de brûlage de 45 secondes était prévu, mais pour augmenter substantiellement le volume de fragmentation un temps de 90 secondes a été prescrit pour tous les essais ultérieurs. Pour bien déterminer la performance en condition d’opération, le critère d’efficacité dicté par l’équation 3.31 est appliqué.

Puissances nominales et régimes d’opération

Les puissances nominales des brûleurs à l’essai comblent une plage de 320 à 450 kW. Ces puissances sont obtenues en augmentant progressivement le débit de combustible tout en limitant les instabilités de combustion.
Le brûleur de type A de conception russe offre la puissance la plus imposante à 450 kW pour un débit de combustible de 0,7 lpm. Le régime d’opération A/C beaucoup plus élevé signifie qu’une quantité d’air supérieure doit être nécessairement ajoutée pour obtenir une combustion adéquate. En conséquence, une température de flamme nettement moins élevée est attendue et les résultats expérimentaux le démontrent bien.
Le brûleur de type B offre une puissance nominale de 350 kW, celle-ci étant obtenue en ajustant un débit de 0,5 lpm. En comparaison avec son homologue russe à plus haute puissance (type A), le régime A/C d’opération est légèrement supérieur aux valeurs stœchiométriques.
Le brûleur de type C démontre un comportement plus particulier. Pour l’étude, les débits d’air et de combustible ont été fixés en fonction des spécifications du manufacturier (ce qui correspond à un rapport A/C qui approche les conditions stœchiométriques). Pour cette condition, une puissance de 320 kW pour un débit de 0,5 pm est prescrite. Cependant, il a été démontré (qu’un surplus significatif de débit de combustible peut être ajouté.

Enveloppes thermiques développées autour de la flamme

Bien que les puissances nominales des brûleurs restent des données techniques essentielles, elles ne peuvent pas, à elles seules, décrire les performances thermiques réelles. Les essais calorimétriques qui ont été faits permettent de mieux établir une productivité escomptée.
À cette étape, les expériences ont démontré qu’en condition de confinement (cylindrique), l’enveloppe thermique totale développée par chaque brûleur est relativement semblable, une valeur qui se chiffre à près de 500 kW/m2 . Dans cette optique, le brûleur de type A offre un potentiel de transfert de chaleur en confinement nettement moindre, par comparaison aux puissances nominales d’entrée (478 par rapport à 344 et 319 kW).
Comme il a été expliqué, une plus faible température de flamme du brûleur de type A (rapport A/C supérieur) réduit son potentiel de transfert thermique au calorimètre. En appliquant un bilan sur toutes les zones de la cavité cylindrique, le brûleur de type C offre une performance thermique supérieure. Cette conclusion provient en partie du fait que la plus grande portion de la surface totale interne est comblée par les zones latérales (zones 2 à 4), où les flux thermiques pour tous types de brûleurs sont assez comparables.

Flux thermiques au point de contact de la flamme

II a déjà été mentionné que le flux thermique au point d’impact du calorimètre est d’un intérêt particulier. En analysant plus en détail la distribution des flux thermiques au point d’impact (disque), plusieurs autres observations peuvent être faites.
En particulier, les distributions des flux thermiques tout autour de l’enceinte montrent un profil différent des valeurs des enveloppes thermiques. Malgré une température de flamme plus faible, le brûleur de type A éjecte un plus grand débit massique et le flux d’impact qu’il génère reste tout de même supérieur (particulièrement au point de stagnation) à près de 1,52 MW/m2 . En comparant les flux maximaux, l’augmentation est de près de 12 % par rapport au brûleur de type B et de près de 30 % par rapport au brûleur de type C. Cette augmentation du flux au point d’impact implique nécessairement une plus grande agressivité de pénétration. En fait, le disque calorimétrique (zone d’impact) représente à lui seul environ 11 % de la surface totale du calorimètre et le flux thermique
total ne suffit alors pas à tirer les conclusions finales. Ainsi, pour les essais calorimétriques, il est suggéré que le brûleur de type A offre les meilleures performances alors que le brûleur de type C (par rapport à sa puissance nominale plus faible) offre tout de même la meilleure efficacité en termes de performance thermique.

Table des matières

CHAPITRE 1 :INTRODUCTION 
1.1 MOTIVATION DE LA RECHERCHE
1.2 OBJECTIFS
1.3 MÉTHODOLOGIE
1.4 PLAN DE LA PRÉSENTATION
CHAPITRE 2 : REVUE DE LA LITTÉRATURE 
2.1 ABATTAGE THERMIQUE DE ROC
2.1.1 Rupture et fragmentation par chocs thermiques
2.1.1.1 Émergence des premières études
2.1.1.2 Études et essais expérimentaux antérieurs sur le terrain
2.1.1.3 Études et analyses théoriques récentes avec concepts statistiques
2.1.2 Techniques avancées de forage thermique
2.1.2.1 Pénétration par fusion
2.1.2.2 Décrépitation rocheuse par fragmentation thermique
2.2 NOTIONS D’INTRODUCTION SUR LES ÉCOULEMENTS COMPRESSIBLES ADIABATIQUES ET ISENTROPIQUES DANS LES TUYÈRES
2.2.1 Enthalpie de stagnation d’un écoulement adiabatique et isentropique en régime permanent
2.2.2 Équations des écoulements isentropiques dans une conduite à section variable
2.2.3 Comparaisons des écoulements subsonique et supersonique
2.2.4 Relations d’un écoulement isentropique de gaz parfaits
CHAPITRE 3 :FRAGMENTATION THERMIQUE DES ROCHES DURES PAR BRÛLEURS À JET SUPERSONIQUE 
3.1 SPÉCIFICATIONS TECHNIQUES DES BRÛLEURS À JET SUPERSONIQUE
3.1.1 Caractéristiques techniques communes
3.1.1.1 Spécifications communes de design
3.1.1.2 Température et vitesse du jet
3.1.2 Configurations des brûleurs à l’étude
3.1.2.1 Brûleur de conception russe
3.1.2.2 Brûleur de conception nord-américaine
3.2 CONTRAINTES THERMOMÉCANIQUES DE SURFACE INDUITES PAR UNE FLAMME
3.3 REVUE DES PARAMÈTRES DE PERFORMANCE DE PÉNÉTRATION DES BRÛLEURS
3.3.1 Bilan énergétique et vitesse de pénétration et d’alésage
3.3.2 Paramètres sans dimension
3.3.2.1 Paramètres de caractérisation du jet
3.3.2.2 Paramètres de productivité et d’efficacité
CHAPITRE 4 : DESCRIPTIONS DU CALORIMÈTRE CYLINDRIQUE ET DU MODÈLE NUMÉRIQUE 
4.1 APPROCHE GÉNÉRALE ET STRATÉGIE NUMÉRIQUE
4.2 DÉTERMINATION DU FLUX THERMIQUE DE SURFACE
4.2.1 Hypothèses
4.2.2 Description du modèle numérique
4.2.2.1 Développement des équations générales
4.2.2.2 Équations numériques et conditions frontières pour la zone d’impact
4.2.2.3 Équations numériques et conditions frontières pour les autres zones
4.2.3 Validation et comparaison des modèles numériques
4.2.3.1 Validation des températures nodales du modèle numérique r-z
4.2.3.2 Validation des températures nodales du modèle numérique r-6
4.2.3.3 Validation de la détermination du flux de surface en r-z
4.2.3.4 Validation de la détermination du flux de surface en r-0
4.2.3.5 Comparaison des modèles numériques pour la détermination du flux
4.3 ACQUISITION ET TRAITEMENT DES DONNÉES EXPÉRIMENTALES
4.3.1 Mesure des températures de surface
4.3.2 Traitement et affichage des résultats
4.4 PROPRIÉTÉS THERMIQUES DES ZONES CALORIMÉTRIQUES
4.4.1 Détermination des propriétés thermiques
4.4.2 Résultats
CHAPITRE 5 :DÉVELOPPEMENT D’UN PROTOTYPE DE BRÛLEUR À FLUX THERMIQUE CYCLIQUE 
5.1 OBJECTIF ET APPROCHE
5.2 DÉVELOPPEMENT DU PROTOTYPE
5.2.1 Sommaire des étapes de développement
5.2.2 Description et caractéristiques du prototype final
CHAPITRE 6 :RÉSULTATS DES EXPÉRIENCES PAR CALORIMÉTRIE ET DES ESSAIS DE FRAGMENTATION
6.1 DESCRIPTION DE L’INSTRUMENTATION ET DE LA STATION D’ESSAIS
6.1.1 Description des installations du laboratoire et de l’instrumentation
6.1.2 Mesures des débits d’air et de combustible
6.1.3 Classification et inventaire des brûleurs à l’étude
6.2 RÉSULTATS DES LECTURES DE TEMPÉRATURES DE JET
6.2.1 Procédure et expérimentation
6.2.2 Résultats expérimentaux
6.2.1.1 Brûleur de type A
6.2.1.2 Brûleur de type B
6.2.1.3 Brûleur de type C
6.2.2.4 Résumé
6.3 RÉSULTATS DES CALCULS DES FLUX THERMIQUES PAR CALORIMÉTRIE
6.3.1 Méthodologie
6.3.2 Résultats expérimentaux
6.3.2.1 Brûleur de type A
6.3.2.2 Brûleur de type B
6.3.2.3 Brûleur de type C
6.3.2.4 Brûleur de type D
6.3.2.5 Récapitulation des essais par calorimétrie
6.4 RÉSULTATS DES ESSAIS DESTRUCTIFS PAR FRAGMENTATION THERMIQUE
6.4.1 Procédure et préparation des essais destructifs
6.4.2 Observations sur les cavités fragmentées
CHAPITRE 7 :CONCLUSION
7.1 ANALYSE ET DISCUSSION DES RÉSULTATS
7.1.1 Puissances nominales et régimes d’opération
7.1.2 Transfert thermique
7.1.2.1 Enveloppes thermiques développées autour de la flamme
7.1.2.2 Flux thermiques au point de contact de la flamme
7.1.3 Essais destructifs
7.2 RÉSUMÉ
7.3 RECOMMANDATIONS ET SUGGESTIONS POUR LES TRAVAUX FUTURS

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