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PROCEDE DE FONCTIONNEMENT DE GENERATEURS DE GAZ MOTEURS ET GENERATEURS DE GAZ MOTEURS POUR LA MISE EN OEUVRE DU PROCEDE.
On connaît déjà des procédés de fonctionnement de générateur de gaz moteurs produisant des gaz de combustion par des explosions, et dans lesquels on emprunte, à des chambres d9explosion adjointes au,géné- rateur de gaz moteurs, des quantités partielles de la quantité totale de gaz de combustion produite par chambre et par explosion, et on les amène à agir sur des dispositifs à tuyères et à aubages. le reste de gaz de combustion étant expulsé par de 1?air de chargement, à la suite de la di- latation des quantités partielles de gaz de combustion.
Mais dans les exé- cutions pratiques, on se bornait à faire uniquement une distinction entre ce reste de gaz de combustion et une seule quantité de gaz de combustion qui, au moment de son échappement de la chambre, présente la pression ma- ximum d'explosion de sorte que cette quantité principale des gaz de com- bustion s'échappe par une seule soupape de tuyères, et que par suite il ne fallait prévoir qu'ue deuxième soupape d'échappement pour le reste des gaz de combustion. Il est vrai que cette quantité principale était alors utilisée le plus souvent sur deux étage Se généralement dans des roues Curtis à double couronne avec compensation de pression entre les roues. tandis que. par l'intermédiaire d9un dispositif spécial à tuyères on conduisait le reste des gaz de combustion au deuxième étage de turbi- nes pour utilisation.
Suivant des propositions plus récentes, non encore connues (brevet n pV 40 177 .. demandé le 22 décembre 1952 au nom de la demanderesse @ et ayant pour titre 8 "PROCEDE DE FONCTIONNEMENT DE GENERATEURS DE GAZ MOTEURS PRODUISANT DES GAZ DE COMBUSTION PAR DES EXPLOSIONS.
ET DISPOSITIFS POUR LA MISE EN OEUVRE DU PROCEDE") on fran- chit encore un pas important, du fait que l'on évacue aussi en quantités partielles la quantité principale de gaz de combustion désignée plus haut, de sorte qu'il s'échappe des quantités partielles de gaz de combustion qui,
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au moment de l'échappement. possèdent toutes une tension supérieure à la pression de l'air de chargement, à laquelle doivent se trouver les gaz de combustion résiduels au moment de leur échappement de la chambre.
On ob- tient de cette manière un progrès décisif de la technique des turbines à combustion interne à explosions, du fait que l'on est maintenant en mesu- re de provoquer l'expansion de quantités partielles de gaz de combustion à tension plus faible, en aval des dispositifs à tuyères et à aubages qui. de leur côté. sont injectés simultanément par des quantités partielles de gaz de combustion possédant une tension initiale plus élevée, apparue au moment de l'échappement. Comme il s'agit dans les deux cas d'expansions, les chutes de tension ainsi constatées ou provoquées possèdent la même caractéristique en amont et en aval des systèmes à tuyères et à aubages.
Comme il est possible, en outre, au moyen du décalage des cycles de tra- vail des chambres d'explosion correspondantes, de synchroniser ces varia- tions de la pression d'injection et de la contre-pression, on a trouvé, par cette mesure, un moyen extrêmement simple d'assigner aux aubages des chu- tes pratiquement égales ou. ce qui revient au même, de maintenir à peu près constante la modification d'enthalpie dans les différents étages de turbines. Ceci a une influence très importante sur les possibilités de construction et le rendement du système d'aubages.
Alors que précédemment. étant donné les fortes variations des chutes par suite de l'apparition uni- latérale de l'abaissement de tension des pressions d'injection-l'allure de la contre-pression étant constante dans le meilleur cas, l'allure de la contre-pression étant même un peu ascendante, dans les réalisations pra- tiques, par suite de la grandeur limitée des volumes compendateurs de pres- sion-on était forcé d'employer des roues Curtis ayant un rendement insuffi- sant; tandis qu'en outre on était forcé de donner à ces roues Curtis une double couronne, de sorte que l'on devait disposer des aubages fixes de guidage ou d'inversion qui, par suite de la disparition de la pause d'in- jection existant pour chaque aube en rotation, causaient des difficultés de fonctionnement;
tandis qu'enfin, par suite de la disposition souterrai- ne des chambres d'explosion et du fait que cela nécessitait l'installation des dispositifs à tuyères utilisant la quantité principale de gaz de com- bustion dans la partie inférieure de l'enveloppe de turbine, on devait donc disposer dans la partie supérieure de la turbine les tuyères injectées par les gaz de combustion résiduels, avec des perturbations indésirables dans la construction de la turbine ; a maintenant réussi, par la mesure sim- ple qui a été mentionnée, à résoudre d'un coup toutes ces difficultés.
Car les chutes individuelles peuvent désormais être mesurées de telle sorte qu'elles deviennent utilisables dans des roues à une seule couronne, dont les vitesses circonférentielles sont de plus de 250 m/s, de préférence envi- ron 300 m/s, de sorte que l'on peut réaliser des rendements de roue compris entre 75 et 85%. Si l'on fait abstraction de la propagation des gaz de com- bustion, les aubages de ces roues peuvent alors être entièrement protégés, à part les sections de tuyères servant à l'injection, de sorte que la résistan- ce par ventilation se trouve réduite en conséquence, alors que sans cela, pour des chutes relativement grandes dans la chambre de roue, cette résis- tance pourrait devenir très grande.
Mais avec les roues à une seule couronne les aubages de guidage ou d'inversion, avec leur refroidissement un peu diffi- cile disparaissent complètement. De même, on supprime totalement les dispo- sitifs à tuyères dans la partie supérieure de l'enveloppe, de sorte que la moitié supérieure de l'enveloppe de turbine peut être conçue comme un simple couvercle de récipient.
La présente invention repose sur la constatation qu'il est nécessaire et possible de pousser jusqu'à un niveau optimum les avantages structuraux et fonctionnels ainsi obtenus, également pour les autres éléments structuraux qui participent à la circulation des gaz de combustion. Comme éléments structuraux de ce genre on considère principalement les tuyères.
En tirant les conséquences logiques de la constation citée, on se trouve devant le problème d'utiliser des tuyères Laval, car dans les tuyères Laval,
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les conditions d'écoulement des gaz de combustion en amont de la plus petite section de tuyère peuvent, à rendement de tuyère égal, présenter une plus forte turbulence que dans des tuyères simples, non élargies, si lerapport de pression entre la pression à l'admission et la contre-pression en aval de la tuyère est supérieur au rapport critique de pression.
Gomme ceté cir- constance a justement une importance décisive dans les turbines à combus- . tion à explosions, pour obtenir les rendements de tuyère les plus élevés, il faut attribuer une importance décisive à la constatation finale qui sert de fondement à la présente invention et a donné naissance, à celle-ci, constatation selon laquelle on parvient, en donnant une valeur déterminée aux pres- sions auxquelles se trouvent les quantités partielles de gaz de combustion aux moments de leur prélèvement dans la chambre. à utiliser-des tuyères Laval,
bien qu'il soit nécessaire de respecter simultanément l'autre condition dé- jà abordée plus haute d'après laquelle les chutes individuelles fixées en même temps par le choix de ces pressions de prélèvement doivent posséder des valeurs avec lesquelles on peut réaliser des roues à une seule couronne ayant des vitesses circonférentielles supérieures à 250 m/2
Conformément à l'invention, la solution du problème technique ainsi défini se caractérise par un procédé de fonctionnement de générateurs de gaz moteurs produisant des gaz de combustion par-des explosions, procé- dé dans la réalisation duquel on prélève dans des chambres d'explosion ad- jointes au générateur de gaz moteurs, et par l'intermédiaire de soupapes de tuyères installées à raison de plusieurs par chambre d'explosion,
des gaz de combustion qui sont amenés à agir, en se détendant, sur des disposi- tifs à tuyères et à aubages, tandis que le reste de gaz de combustion est expulsé des chambres d'explosion par des soupapes d'échappement, au moyen de l'air de chargement, avec cette caractéristique particulière que les quan- tités partielles, constituant les prélèvements effectués au-dessus de la pression de chargement, que la quantité totale de gaz de combustion produi- te par chambre et par explosion, sont au nombre de n, et que la pression initiale (pint). à laquelle chaque quantité partielle de gaz est prélevée, est égale ou approximativement égale au produit de la tension de l'air de chargement, ou de la pression dans la chambre avant l'allumage (pression de chargement = po).
par la n + 1 - a ième puissance du quotient que donne la pression initiale d'expansion de la quantité partielle de gaz à tension maximum divisée par la pression d'air de chargement (p ) a étant le chiffre désignant le rang occupé, dans le temps, par l'expansion partielle consi- dérée dans chaque cas.
Avec une telle détermination des pressions de prélèvement, qui font office de contre-pressions par rapport aux pressions d'injection sur les dispositifs de tuyères et d'aubages situés en amont,, ces contre-pressions de- viennent plus petites que la pression critiquée ce qui donne la possibilité d'utiliser avantageusement des tuyères Lavai.
On obtient des avantages particuliers -ce qui doit encore être expliqué à la lumière des dessins- si les gaz de combustion sont amenés à s'échapper en au moins deux quantités partielles à des tensions supérieures à la pression de chargement. Dans ce cas il est efficace de faire agir, sur les dispositifs à tuyères et à aubages du générateur de gaz moteurs lui-même, une première quantité partielle de gaz à tension maximum par l'intermédiaire d'un premier dispositif de soupape de tuyères, et une deuxième quantité par- tielle de gaz à tension inférieure mais dont la tension initiale est supé- rieure à la pression de chargement par l'intermédiaire d'un autre, deuxième dis- positif de soupape de tuyères tandis que le reste des gaz de combustion,
ayant une tension correspondant approximativement à la pression de l'air de charge- ment, est expulsé de la chambre d'explosion au moyen d'air de chargemento la tension de prélèvement de la quantité partielle de gaz à tension plus faible étant égale, ou approximativement égales à la valeur:
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n + 1 - a n pin po po
Or, un facteur particulièrement important pour le procédé proposé dans le cadre de l'invention et relatif au fonctionnement de géné- rateurs de gaz moteurs produisant des gaz de combustion par des explosions, est constitué par l'augmentation de pression, donc par le rapport entre la pression p1 déjà mentionnée -qui coincide avec la pression d'explosion du chargement si les gaz de combustion s'échappent d'une chambre d'explosion au moment où la pression maximum est apparue- et la pression p .
On sait généralement que la valeur du rapport p1; po dépend principalement d'une série de facteurs parmi lesquels la teneur en cha- leur ou modulation thermique de mélange explosé en kcal/nm3 de mélange, la constitution chimique des éléments du mélange, la température du chargement susceptible d'allumage, ou du mélange oxygène-carburant. la détonabilité du mélange et la perforation de l'explosion, jouent un rôle particulière- ment important.
La ,perfection de l'explosion peut être déterminée d'une dou- ble manière. On peut tout d'abord mettre en rapport l'augmentation de pres- sion effectivement obtenue, avec l'augmentation de pression théoriquement possible. Mais on peut aussi calculer, diaprés l'augmentation de pression obtenue, la mesure de la modulation thermique qui, si l'explosion était parfaite, aurait déjà provoqué cette même augmentation de pression effec- tivement obtenue. Les deux rendements ne sont pas identiques, ou du moins ils ne le deviennent que dans le cas où ils sont de 100%, ce qui réaliserait le cas idéal de l'explosion.
Pour cette explosion idéale, les valeurs limites de l'augmenta- tion de pression sont les suivantes:
EMI4.1
<tb> pour <SEP> le <SEP> gaz <SEP> de <SEP> haut-fourneau.:............. <SEP> entre <SEP> 7.5 <SEP> et <SEP> 0
<tb>
<tb>
<tb> pour <SEP> le <SEP> gaz <SEP> de <SEP> cokerie: <SEP> ................... <SEP> Il <SEP> 9,5 <SEP> et <SEP> 0
<tb>
<tb>
<tb>
<tb> pour <SEP> le <SEP> benzol:
<SEP> ........................... <SEP> " <SEP> 11,0 <SEP> et <SEP> 0
<tb>
<tb>
<tb>
<tb> pour <SEP> le <SEP> gas-oil <SEP> " <SEP> Il.7 <SEP> et <SEP> 0
<tb>
<tb>
<tb>
<tb> pour <SEP> le <SEP> fuel-oil:......................... <SEP> " <SEP> Il.7 <SEP> et <SEP> 0
<tb>
<tb>
<tb>
<tb> pour <SEP> l'huile <SEP> de <SEP> coaltar:.................. <SEP> ' <SEP> 11,5 <SEP> et <SEP> 0
<tb>
<tb>
<tb>
<tb> pour <SEP> la <SEP> poussière <SEP> de <SEP> houille:............. <SEP> Il <SEP> 11,2 <SEP> et <SEP> 0
<tb>
<tb>
<tb>
<tb> pour <SEP> la <SEP> poudre <SEP> de <SEP> lignite:................ <SEP> Il <SEP> 9.7 <SEP> et <SEP> 0
<tb>
Si l'on considère tout d'abord la limite inférieure 0, la va- leur-limite inférieure, qui ne doit être naturellement mentionnée que pour donner une gamme complète. disparaît pratiquement.
Pour tenir compte de la condition diaprés laquelle on doit obtenir des explosions suivant un cours uni- forme, on peut adopter le chiffre 3 pour la valeur-limite inférieure de p1: po La valeur de p concordant avec la pression de chargement p sera en général au moins de 3,5 ata (atmosphères absolues).
Les valeurs-limites supérieures doivent tout d'abord être rec- tifiées parce que le cas idéal déjà indiqué suppose une température du char- gementto = 0 C au moment de l'allumage. Le mélange devrait donc être refroi- di à 0 C pour pouvoir réaliser cette valeur. Mais pour cette basse températu- re d'allumage la détonabilité de tout mélange disparaît complètement. de sorte
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que la valeur-limite supérieure de l'explosion idéale ne peut être réalisée, déjà pour cette seule raison.
L'expérience a montré qu'il faut adopter comme limite inférieu-
EMI5.1
re, pour la dëtonabilité des mélanges à faire exploser, une température t' de 150 . Si l'on part de cette donnée. et si l'on tient compte de la valeur- limite inférieure déjà mentionnée, on arrive au tableau suivant des augmen- tations de pression qui restent encore théoriques, en premiersanalyse:
EMI5.2
<tb> gaz <SEP> de <SEP> haut-fourneau:...................entre <SEP> 5,0 <SEP> et <SEP> 3
<tb>
<tb> gaz <SEP> de <SEP> cokerie: <SEP> ......................... <SEP> " <SEP> 6,5 <SEP> et <SEP> 3
<tb>
<tb> benzol:................................. <SEP> " <SEP> 7.5 <SEP> et <SEP> 3 <SEP>
<tb>
EMI5.3
gaSl:II;;Otoil: .. e G ................ GII 0' ..... G ......" 7.7 et 3 uel-oil:.e.oase...........o.oo.....a...
Il 7.7 et 3
EMI5.4
<tb> huile <SEP> de <SEP> coaltar: <SEP> ....................... <SEP> " <SEP> 7,6 <SEP> et <SEP> 3
<tb>
<tb> poussière <SEP> de <SEP> houille.................... <SEP> " <SEP> 7.5 <SEP> et <SEP> 3
<tb>
<tb> poudre <SEP> de <SEP> lignite: <SEP> ...................... <SEP> 6.5 <SEP> et <SEP> 3
<tb>
Car même les valeurs-limites indiquées ici supposent une autre condition, restant théorique, à savoir que l'on travaille avec un excédent d'air nul, c'est-à-dire que tout l'oxygène de combustion ou d'explosion con- tenu dans le mélange soit utilisé pour produire l'explosion, sans laisser d' excédent dans les gaz de combustion ou d'explosion produits. Cela ne peut être atteint dans la réalité.
La mesure dans laquelle on s'approche de cet- te possibilité admissible seulement en théorie, dépend du degré de perfec- tion du mélange entre les constituants chimiques du combustible et l'oxygè- ne de l'air de combustion.
Si, compte tenu de cas faits, on calcule les modulations ther- miques correspondant aux valeurs-limites indiquées pour to = 150 , on ob- tient pour :
EMI5.5
<tb> le <SEP> gaz <SEP> de <SEP> haut-fourneau: <SEP> 560 <SEP> à <SEP> 225 <SEP> kcal/nm3 <SEP> de <SEP> mélange
<tb>
EMI5.6
le gaz de cokerie:...... $15 à 225 fui rr fi
EMI5.7
<tb> le <SEP> benzol:.............. <SEP> 900 <SEP> à <SEP> 225 <SEP> " <SEP> " <SEP> "
<tb>
<tb> le <SEP> gas-oil:,............ <SEP> 860 <SEP> à <SEP> 220 <SEP> " <SEP> " <SEP> "
<tb>
<tb> le <SEP> fuel-oil:............ <SEP> 875 <SEP> à <SEP> 210 <SEP> " <SEP> rr <SEP> "
<tb>
<tb> l'huile <SEP> de <SEP> coaltar:..... <SEP> 875 <SEP> à <SEP> 210 <SEP> " <SEP> " <SEP> "
<tb>
<tb> la <SEP> poussière <SEP> de <SEP> houille <SEP> :
<SEP> 840 <SEP> à <SEP> 210 <SEP> " <SEP> " <SEP> "
<tb>
<tb> la <SEP> poudre <SEP> de <SEP> lignite:... <SEP> 690 <SEP> à <SEP> 210 <SEP> " <SEP> " <SEP> "
<tb>
Les températures théoriques maxima t1c, atteintes lors de 1, explosion (compte non tenu de la dissociation), pour les valeurs-limites indiquées, sont pour :
EMI5.8
<tb> 0
<tb> le <SEP> gaz <SEP> de <SEP> haut <SEP> fourneau:
<SEP> entre <SEP> 2060 <SEP> et <SEP> 1060 <SEP> C
<tb>
<tb>
<tb> le <SEP> gaz <SEP> de <SEP> cokerie:..... <SEP> " <SEP> 2600 <SEP> "1060 <SEP> C
<tb>
<tb>
<tb> le <SEP> benzol:............. <SEP> " <SEP> 2700 <SEP> " <SEP> 1060C
<tb>
<tb>
<tb> le <SEP> gas-oil:............ <SEP> " <SEP> 2800 <SEP> " <SEP> 980ÜC
<tb>
<tb>
<tb>
<tb> le <SEP> fuel-oil:........... <SEP> " <SEP> 2820 <SEP> " <SEP> 950 <SEP> C <SEP>
<tb>
EMI5.9
l'huile de coaltar:.... ft 2820 Il 50'C
EMI5.10
<tb> la <SEP> poussière <SEP> de <SEP> houille: <SEP> " <SEP> 2770 <SEP> " <SEP> 950 <SEP> C <SEP>
<tb>
<tb>
<tb> la <SEP> poudre <SEP> de <SEP> lignite:
<SEP> " <SEP> 2340 <SEP> " <SEP> 950 C
<tb>
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On a ainsi indiqué indirectement les limites entre lesquelles. sur la base des considérations exactes du point de vue physique, chimique et technologique, on peut déterminer les valeurs de l'augmentation de pres- sion qui répondent le mieux aux conditions de fait.
Car c'est une affaire d'expérience, et il est nécessaire d'acquérir par une longue pratique expé- rimentale la faculté d'apprécier quelles valeurs de t1 on peut imposer aux matériaux de construction dont on dispose sur le moment, compte tenu de tou- tes les possibilités telles que refroidissement, ventilation, pauses d'in- jection, nature du procédé de travail, choix des matériaux, etc, en vue de la durée de vie utile, surtout si l'on tient compte des durées d'application, au sujet desquelles il faut se rappeler que les températures indiquées n' apparaissent que pendant des laps de temps extrêmement courts, de l'ordre de quelques millièmes de seconde.
Malgré le fait signalé en dernier lieu, les augmentations de pression correspondant aux chiffres supérieurs du deu- xième tableau ne peuvent être réalisées, même si l'on tient compte de l'ex- cédent d'air nécessaire, et suffisant d'après les données de l'expérience.
Au contraire, même en tenant compte des circonstances mentionnées et des considérations exprimées, on ne s'approchera de ces limites supérieures que prudemment et à son corps défendant .
Par ailleurs, la technique des turbines à combustion interne est aujourd'hui soumise à de très fortes exigences, en particulier du fait des limitations de poids et de volume nécessaires pour la propulsion des vé- hicules et avions. Le problème technique qui se pose par suite., est princi- palement caractérisé par un débit d'environ 108 kcal/mch de volume d'explo- sion ou de combustion.
Pour pouvoir obtenir ce débit d'environ cent millions de calories par mètre cube de volume d'explosion et par heure, la turbine à explosions du générateur de gaz moteurs doit être actionnée avec de très grands nombres de cycles de travail par unité de temps, c'est-à-dire avec des vitesses de rotation élevées en conséquence de l'arbre de distribution, pendant la même unité de temps ; en outre, il faut employer des pressions de chargement po élevées, et des modulations thermiques Q relativement ri- ches pour les mélanges.
Pour pouvoir mettre cette condition en accord avec la sûreté nécessaire de fonctionnements c'est-à-dire avec la durée de vie utile des éléments de construction exposés aux températures élevées et aux fortes échanges de chaleur, compte tenu de toutes les possibilités atteintes jusqu'ici dans la,construction des turbines à combustion interne à explo- sions, par le choix du procédé de travail, les perfectionnements du refroi- dissement, la structure donnée aux pièces intéressées et l'emploi de matériaux appropriés, on ne doit dépasser une température maximum t1 de 1900 C dans la o chambre, tandis que si l'on descend en dessous de 1400 C, même en s'aidant des perfectionnements, inventions et expériences indiqués, bref des possibi- lités en tous genres tendant aux buts indiqués,
il ne serait pas possible d' atteindre le débit de 108kca/m3 h L'intervalle de température indiqué, de 1900 à 1400 C, correspondrait à une augmentation de pression p1 : po comprise entre 5,5 et 4 : 1, de sorte que 1' on peut déduire de ceci la règle proposée, pour poursuivre l'exécution de 1' invention, et d'après, laquelle, dans le procédé proposé pour le fonctionne- ment des générateurs de gaz moteurs équipés de dispositifs à tuyères et à au- bages, le rapport entre la pression maximum d'explosion p1 et la pression de chargement du mélange po doit avoir au moins la valeur 4. : 1. On arrive à la règle supplémentaire disant que ce même rapport p1;
po doit être compris en- tre les valeurs 4 : 1 et 5,5. dans la mesure où il y a lieu d'utiliser les matériaux de construction dont on dispose aujourd'hui, tandis que le dépas- sement de la valeur 5.5 devrait aller de pair avec le développement de la technique des matériaux.
On a dit plus haut que la possibilité d'appliquer de telles augmentations de pression dépend de la mise en pratique d'un certain nom-
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bre de connaissances et de constatations acquises dans le domaine de la technique des chambres d'explosions en ce sens que la sécurité de fonc- tionnement c'est-à-dire la durée de vie utile des pièces intéressées, croit dans la mesure où l'on fait usage de ces connaissances et constata- tions, sans que la possibilité de réalisation de l'idée d'invention soit. en principe, détruite par le fait que ces connaissances et constatations seraient entièrement laissées de côté;
cette affirmation s'applique en premier lieu au procédé de chargement dont la forme d'exécution préférée ici se ca- ractérise par couverture simultanée d'organes d'admission d'air de charge- ment et d'échappement de gaz de combustion annexés aux chambres d'explosion.
L'expulsion ainsi obtenue des gaz de combustion résiduels par l'air de chargement qui est à la même pression que ceux-ci, possède - par rapport au procédé également connu du chargement additionnel de la chambre après fermeture de la soupape à air de chargement et de l'organe d'échappe- ment qui évacue les gaz de combustion résiduels - l'avantage que la durée d'un cycle de travail se trouve nettement raccourcie du laps de temps né- cessaire au chargement additionnels de sorte que c9est seulement par ce procédé de chargement préféré que l'on est en mesure de réaliser, par uni- té de temps, un nombre de cycles de travail de l'ordre de grandeur nécessai- re.
'Il s'ensuit la nécessité d'obtenir, dans les laps de temps extrêmement courts dont on dispose ainsi, des chargements homogènes, remplissant complètement la chambre, donc de travailler avec un taux de remplissage élevé. Cette possibilité peut surtout être réalisée lorsque le carburant est introduit dans la chambre alors que les organes d'admission d'air de chargement et d' échappement de gaz de combustion résiduels sont ouverts.
Car ainsi, le carburant touche le piston d'air de chargement alors qu'il est encore en plein mouvement, les conditions nécessaires à la formation de ce piston devant être obtenues en donnant à la tête de la chambre la forme d'une tuyère de
Venturi, et en donnant une conicité allongée au diffuseur qui y fait suite immédiatement. dans le col de la chambre d'explosion., Les grandes vitesses d'air provoquées dans la tuyère de Venturi, conjointement avec l'état de mou- vement du piston d'air, contribuent de façon décisive à la distribution du carburant dans tout le volume de la chambres cependant que, naturellement. il faut encore tenir compte du mouvement propre du carburant, comme troisième composante ayant un effet de renforcement:
on en tient compte en donnant des valeurs élevées en conséquence aux pressions d'injection. ou aux compressions des gaz combustibles éventuels.
Mais outre cette forme efficace du procédé de chargement,, le procédé d'utilisation des gaz de combustion produits a lui aussi une influ- ence importante sur les augmentations de pression utilisables, car c'est -de ce procédé d'utilisation que dépend la fatigue imposée aux éléments de construction qui viennent à la suite de la chambre d'explosion.
Déjà, par la subdivisions appliquée précédemment, des gaz de combustion:produits par explosion et par chambrée subdivision effectuée d'après la pression, d'après la quantité, ou d'après la pression et la quantité, et.aussi par l'utilisation des gaz de combustion, ainsi subdivisés, dans différents éta- ges de turbines séparés, on a pu diminuer appréciablemet les températures moyennes auxquelles devaient travailler les tuyères, aubages, roues. arbres, chambres de roue, joints, dispositifs et installations de refroidissement.
Par contre, avec cette subdivision, on ne pouvait pas encore parvenir à ré- aliser des conditions de chute égales dans les étages de turbines, avec une uniformisation correspondante de la fatigue, et surtout, il n'était pas possible de se passer des aubages fixes de guidage ou d'inversion, qui sont soumis à une épreuve particulièrement rude du fait qu'ils sont cons- tamment dans le courant des gaz de combustion;
l'aubage rotatif, par con- tre, a toujours l'occasion de trouver une pause entre deux injections de gaz de combustion, quand l'aube injectée à un moment considéré effectue son mouvement de rotation dans l'enveloppe de turbine, d'une extrémité à 1' autre du segment de tuyères injectant,
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On passera donc au procédé de travail défini au début, qui se caractérise par un décalage des cycles de travail de plusieurs chambres d'explosion, adjointes aux mêmes dispositifs à tuyères et à aubages, décalage dans le- quel - pendant la dilatation de quantités partielles de gaz de combustion à tension plus élevée, en amont et à l'intérieur d'un dispositif à tuyères et à aubages - en aval de ce dernier (dans la direction des gaz de combus- tion) la quantité partielle de gaz de combustion à tension plus faible,
évacuée d'une autre chambre d'explosion se trouve soumise simultanément à une dilatation, avec production de chutes égales dans le dispositif à tuyères et à aubages soumis aux pressions d'injection et aux contre-pres- sions mentionnées: autrement dit, on produit des contre-pressions corres- pondant aux pressions d'injection, et ayant une caractéristique semblable et une allure synchrone. la possibilité d'atteindre, avec les augmentations de-pression proposées dans le cadre de l'invention, le but indiqué plus haut, cest-à-dire de remplir la condition exigeant un débit de 108 cal/m3, h par rapport au volume d'explosions est justement obtenue grâce à ce dernier pas qui consiste :
à rendre inutile les aubes fixes de guidage et d'inversion, à réaliser des chutes égales dans les différents étages de turbines, à ré- aliser ainsi l'uniformisation des efforts mécaniques ainsi que des tensions dues à la chaleur et à la température, à permettre d'utiliser des roues à une seule couronne, à des vitesses circonférentielles supérieures à 250 m/s et avec des rendements accrus en conséquence, à abaisser la résistance par ventilation et par suite la chaleur de frottement additionnelle en proté- geant les aubages des roues de turbine à l'exception des ouvertures de seg- ments de tuyères, à simplifier du même coup la construction en ne construi- sant plus qu'un seul dispositif à tuyères d'injection par étage de turbi- nes, pour ne citer que les progrès les plus importants de ce nouveau pro- cédé de travail.
Les rendements élevés, déjà mentionnés, des roues et de l'ensemble ont ici une influence décisive, du fait qu'ils donnent la possi- bilité de maintenir inchangé l'état des gaz de combustion quant à leur te- neur en chaleur et à leur température, même en dehors des chambres d'explo- sion et des dispositifs à tuyères et à aubages, à part les pertes inévita- bles, autrement dit de renoncer à utiliser la teneur en chaleur et la tempé-. rature dans des échangeurs de chaleur, donc par exemple de la transformer en travail mécanique ou de l'utiliser de façon purement thermique. Les échan- geurs de chaleur sont toujours encombrants et lourds, de sorte que la pos- sibilité de leur suppression a une influence décisive sur le poids èt l'en- combrement de l'installation.
Pour la même raison, les agents de refroidis- sement indispensables sont évacués de l'installation après absorption de leur chaleur de refroidissement, c'est-à-dire que l'on renonce à utiliser la chaleur de refroidissement dans d'autres échangeurs de chaleur, ce qui parait justifié et devient possible, par suite des rendements élevés que l'on atteint. De même, les gaz d'échappement -sont évacués avec leur chaleur sensible, de sorte que l'on pourrait se passer aussi de dispositifs qui, dans les installations à plus faible rendement thermique, devraient être prévues pour utiliser cette chaleur sensible, afin de parvenir à un rende- ment d'ensemble admissible.
En appliquant conjointement ces mesures, on parvient, à l'intérieur de la gamme indiquée d'augmentations de pression. à répondre à toutes les exi- gences de la technique moderne des moteurs, en particulier celle des moteurs de propulsion d'avion sans que le fait de renoncer à l'une ou à l'autre de ces mesures, ou à toutes à la fois, détruise en principe la possibilité d'appliquer l'idée d'invention. '
Le dessin met en évidence les conditions engendrées dans 1 exécution du procédé proposé dans le cadre de l'invention, dans le cas d'un générateur de gaz moteurs fonctionnant à l'huile, avec double expansion partielle, donc avec une valeur de n égale à 2, si l'on compte seulement comme expansions partielles les dilatations dont les tensions initiales sont supérieures à la pression d'air de chargement.
En praticulier,
Fig. 1 représente la coupe longitudinale schématique d'un générateur de gaz moteurs à deux subdivisions de l'expansion et à deux
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étages de turbines, tandis que
Fig. 2 représente en coupe semblable, un générateur de gaz moteurs à deux subdivisions d'expansion et à trois étages de turbines.
Fig. 3 représente le graphite fonction de V, correspondant à l'exemple d'exécution suivant fig. 1.
Dans l'exemple d'exécution de la fig. l,1dxsigne une des chambres d'explosion qui sont adjointes au même système à tuyères et à aubages. La chambre d'explosion est pourvue, de la manière usuelle, d'un organe d'admission d'air 2, et d'une soupape à injection de carburant 3 incorporée à cet organe. La conduite d'amenée d'air de chargement est dési- gnée par 4, tandis que la pompe à carburant et les conduites d'amenée de carburant ne sont pas dessinées, étant connues en soi et exécutées de la manière usuelle. Chaque chambre d'explosion comporte deux soupapes de tuyè- res 5 et 6, ainsi qu'une soupape d'échappement 7 pour le reste de gaz de combustion.
La quantité partielle de gaz de combustion évacuée par la soupape de tuyères
5 est conduite, par l'antichambre de tuyères 8, au dispositif de tuyères 9. situé en amont de l'aubage une seule couronne 10 de la roue 11 du premier étage de turbine.
Un dispositif de tuyères de captation 12 capte les gaz de combustion par- tiellement utilisés dans le premier étage de turbine 9, 10, 11, et les conduit à une chambre de remplissage 13, qui est disposée entre les étages de turbines. Dans la chambre de remplissage 13 débouchent des éléments de conduit 14 qui se raccordent à la soupape de tuyères 6. La chambre de rem- plissage se continue en 15 par un deuxième dispositif de tuyères, situé en amont de l'aubage une seule couronne 16 de la roue 17 du deuxième étage de turbine. Un dispositif à tuyères de captation 18 capte les gaz de com- bustion qui ont-parcouru le deuxième étage de turbine 15. 16, 17, et les conduit. par l'élément de conduite 19/ à la conduite de prélèvement de gaz moteurs 201.
Dans la section de raccordement de la conduite de prélè- vement de gaz moteurs 20 et de l'enveloppe de turbine 21 débouche aussi un autre élément de conduite 22, qui reçoit le reste de gaz de combustion qui s'était échappé par la soupape d'échappement 7.
La formation même des gaz de combustion a lieu par le fait que la soupape d'air de chargement 2 et la soupape d'échappement 7 s'ouvrent simultanément. L'extrémité d'admission de la chambre d'explosion étant con- que sous forme de tuyère Venturi, l'air de chargement qui entre prend, étant donné la conicité très allongée du diffuseur 23 de cette extrémité d'admis- sion, la forme d'un piston qui expulse, par la soupape d'échappement ouver- te 7, les gaz de combustion résiduels provenant de l'explosion précédente et qui remplissent encore la chambre 1. Peu après la fin de cette fraction de cycle de travail affectée à l'expulsion des gaz de combustion résiduels et au changement, le piston correspondant de la pompe à carburant effectue sa course d'alimentation et, par la soupape 3, injecte dans l'air encore en mouvement la quantité nécessaire de carburant.
Il se forme ainsi un charge- ment homogène, fortement susceptible d'allumage, au moment où les soupapes 2 et 7 se ferment. Un dispositif d'allumage non représenté provoque l'alln mage du mélange, de sorte que, les soupapes entièrement fermées, l'explo- sion se produit. Au moment où se forme la pression maximum d'explosion, la soupape de tuyères 5 s'ouvre et laisse échapper une quantité de gaz de combustion dont l'état initial est caractérisé par l'apparition de cette pression maximum d'explosion.
Simultanément. la soupape de tuyères 6 d'une autre chambre d'explosion, non @ s'ouvre et laisse échapper une quantité partielle de gaz de combustion à tension plus faible vers la cham- bre de remplissage 13. car son cycle de travail possède, par rapport à celui de la chambre 1 considérée, une avance telle qu'elle avait déjà'auparavant évacuéla quantité partielle de gaz de combustion dont l'état initial était caractérisé par la pression maximum d'explosion, autrement dit, elle avait fermé sa soupape de tuyères 5.
et ouvert sa soupape de tuyères 6, juste au moment où s'ouvrait la soupape de tuyères 5 de la chambre 1 considérée,
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Donc. en amont du dispositif à tuyères et à aubages 9, 10, 11, du premier étage de turbine apparaissent les pressions d'injection de la première ex- pansion partielle, à la quelle est soumise, dans le dit dispositif à tuyè- res et à aubages, une quantité partielle de la quantité totale de gaz de combustion produite dans la chambre 1.
En aval du même dispositif à tuyè- res et à aubages, dans le sens des gaz de combustion, apparaissent les contre-pressions qui sont produites dans la chambre de remplissage 13 du fait que celle-ci reçoit des gaz de combustion de deux côtés; elle reçoit tout d'abord, par la conduite d'arrivée 14, des gaz de combustion s'échap- pant directement de l'autre chambre d'explosion mentionnée; elle reçoit en outre d'autres gaz de combustion, du premier étage de turbine, par l'in- termédiaire du dispositif à tuyères de captation 12. Sous l'influence de ces deux afflux de gaz de combustion, la chambre de remplissage 13 se rem- plit momentanément et rapidement. ce qui est facilité par son faible volu- me, de sorte qu'il se forme la contre-pression mentionnée.
Mais cette for- mation de contre-pression a le caractère d'une expansion partielle, car la chambre de remplissage 13 se trouve en liaison ouverte, par l'intermédiaire du dispositif à tuyères 15, avec le deuxième étage de turbine 15, 16, 17.
Comme le décalage déjà mentionné des cycles de travail aboutit au synchro- nisme entre les deux expansions partielles, les courbes qui, sur un graphi- que de pression en fonction du temps ou de Q en fonction de V, représentent l'allure de l'expansion et de la contre-pression, doivent être à peu près équidistantes, ce qui devra encore être démontré à la lumière de la fig. 3.
Cette équidistance a pour conséquence des chutes d'entrhalpie pratiquement constantes, auxquelles est soumis le dispositif à aubages 10, de sorte que ce premier étage de turbine a la possibilité de travailler avec un rende- ment élevé.
Ce que l'on a expliqué pour le premier étage de turbine est valable, de façon analogue, pour le deuxième étage de turbines 15, 16, 17.
Car en amont de cet étage de turbine, toujours dans le sens de circulation des gaz de combustion, se trouve le dispositif à tuyères 15, qui est alimen- té en gaz de combustion par la chambre de remplissage 13. Ces gaz de combus- tion produisent une pression intérieure dont on avait justement examiné les effets en tant que contre-pression par rapport au premier étage de turbine 9. 10, 11 situé en amont ; ces mêmes pressions intérieures deviennent, par rapport au deuxième étage de turbine 15, 16, 17 situé en aval, des pressions d'injection, de sorte que ces pressions d'injection ont à leur tour le carac- tère d'une expansion partielle. Pendant le déroulement de cette expansion partielle, une troisième chambre., non conidérée jusqu'ici et non dessinée, avait ouvert sa soupape d'échappement 7.
Cette soupape d'échappement 7 a servi, pour cette troisième chambre qui se trouvait justement à la phase de chargement, à expulser des gaz de combustion résiduels, grâce à la pous- sée de l'air de chargement qui entrait simultanément. Ces gaz de combus- tion résiduels atteignent la section d'embouchure de la conduite de prélève- ment de gaz moteurs, et subissent en même temps une chute de tension corres- pondant aux conditions de volume et de pression.
Par l'intermédiaire de l'élément de conduite 19, cette chute de tension agit, sur le dispositif d'aubages 16 disposé en amont, comme une contre-pression dont la tension va en s'abaissant, de sorte que les pressions d'injection de la tuyère 15 et les contre-pressions de la chambre annulaire de la roue 17 possèdent à leur tour le même caractère commun d'expansion partielle.
Par suite de l'avance encore plus grande du cycle de travail de la troisième chambre, qui exécute la phase de chargement de son cycle de travail, pendant que la chambre l'évacue la quantité partielle de gaz de combustion ayant à l'état initial la tension initial la tension maximum, et que la deuxième chambre évacue une quantité partielle ayant déjà à l'état initial une ten- sion plus faible, il se produit également un synchronisme entre la courbe de,contre-pression produite par les gaz de combustion résiduels et l'expan- sion partielle correspondant au deuxième étage de turbine, de sorte que sur le graphique les conditions d'équidistance pratique entre expansion par- tielle et courbe de contre-pression sont à nouveau remplies.
Par suite, il
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se produit aussi dans le deuxième étage de turbine des chutes partielles à peu près constantes,, de sorte que cet étage de turbine peut' aussi travailler avec un rendement élevé,
Jusqu'ici, l'exemple d'exécution orrespond à des propositions déjà faites antérieurement, tandis que, pour caractériser l'invention, il y a lieu de dire ce qui suit:
La réalisation de l'idée d'invention s'exprime par le graphi- que Q fonction de V pour la chambre d'explosion 1 de la fig. 1, graphique reproduit à l'échelle véritable par la fig. 3.
Sur ce graphique Q fonction de V, qui réunit le graphique usuel d'entropie Q fonction de S, par exemple celui de Pflaum. avec pour abscisses les quantités de gaz de combustion éva- cuées. en pourcentage, si l'on appelle 100% la quantité totale de gaz de com- bustion par explosion et par chambre, tandis que les ordonnées correspondent à la teneur en chaleur des gaz de combustion en kcal/nm3 (enthalpie), on re- connaît tout d'abord l'échelle indiquée des pressions et des températures, celle-ci n'étant pourtant valable que pour la ligne double abaissée du point A, et qui indique les chutes adiabatiques de gaz de combustion.
La ligne double représente les changements d'état qui se produisent pendant l'expan- sion, mais seulement pour la machine idéales dans laquelle il ne se produit pas de modifications d'entropie pendant l'expansion, autrement dit dans laquelle il ne se produit pas de-transferts de. chaleur aux parois en contact avec les gaz de combustion, ni de développement de chaleur par suite du frottement sur le rotor et les aubes.. Naturellement, dans la machine réalisée pratiquement cas deux phénomènes se produisent.
Mais, par des recherches approfondies sur le transfert de chaleur le long des parois du côté du gaz, et par des cal- culs des pertes par ventilation sur le rotor et les aubes, on a constaté que dans des installations bien construites et si 190n emploie les processus de travail usuels, il y a concordance approximative entre les quantités de chaleur développées par frottement et ventilation et les quantités de cha- leur cédées au réfrigérant.
On est donc fondé à se baser sur des modifications adiabatiques d'état pen- dant les expansions. et ces modifications apparaissent, sur le graphique Q fonc- tion de S ou Q fonction de V, sous forme de lignes verticales.
Le point A correspond à l'état initial de la quantité partiel- le de gaz de combustion évacuée par la soupape de tuyère 5. donc, du point de vue tension, à la pression maximum d'explosion qui, dans le cas d'espèce, est de 64 ata. Cette quantité partielle d'état initial A est ensuite soumise, dans le dispositif à tuyères et à aubages 9, 10, 11 du premier étage de turbine, à une expansion partielle 24 qui va jusqu'au point B. A ce point B. la soupape de tuyère 5 se ferme, et la soupape de tuyère 6 s'ouvre. La quantité partielle de gaz de combustion d'état initial B qui s'échappe ainsi subit une expansion partielle.. dont l'allure est caractérisée par la portion de courbe d'expansion 25.
Au point C la soupape de tuyère'se ferme, et la soupape d'échappement 7 s'ouvre. L'air de chargement qui entre simultanément .par la soupape ouverte expulse le reste de gaz de combustion., de sorte que l'on atteint le point E, auquel la soupape d'échappement 7 et la soupape à air de chargement 2 se ferment.
Ensuite vient la fraction de cycle de travail affectée à l'allumage et à l'ex- plosion, fraction qui ne peut être représentée sur un graphique Q fonction de' V, et qui conduit à la formation d'une quantité totale de gaz de combustion d' état initial A. Puis, le cycle de travail décrit se répète.
Il faut donc se rappeler que le graphique Q fonction de V de la fig. 3 se déroule dans le temps, de sorte que des processus synchrones ne peuvent y être représentés que par reconstruction ou translations mentales.
,,Que expliquer ce graphique,on a déjà dû partir d'une position déterminée du point B, de sorte que, à ce point de vue, on a déjà anticipé sur la réalisation de l'idée d'invention. Si., comme il serait logique, l'on part tout d'abord du problème que l'invention doit résoudre.la position du point B . sur la courbe d'expansion déterminée' par A et C n'est pas encore fixée. mais au contraire on se trouve devant la nécessité de déterminer, en innovant entiè-
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rement, la pression de prélèvement de la quantité partielle de gaz de combus- tion à tension minimum, s'échappant par la soupape de tuyère 6, de manière à satisfaire à deux conditions.
La première condition..,., d'après laquelle les chutes individuelles mises en évidence par la distance entre les courbes d' expansion et de contre-pression doivent être déterminées de manière à pouvoir utiliser des roues une seule couronne ayant des vitesses circonférentielles supérieures à 250 m/s, est relativement facile à remplir, et elle a déjà été remplie par la proposition antérieure du brevet n PV 404;177 demandé le 22 décembre 1952 au nom de la demanderesse et ayant pour titre:
" PROCEDE DE FONCTIONNEMENT DE GENERATEURS DE GAZ MOTEURS PRODUISANT DES GAZ DE COMBUSTION PAR DES EXPLOSIONS, ET DISPOSITIFS POUR LA MISE EN OEUVRE DU PROCEDE" en ce sens que, compte tenu de cette seule nécessité, on attri- bue simplement au point B la position pour laquelle se produisent les chutes individuelles désirées. En effet, si l'on déplace le point B en direction du point A, on réduit les chutes individuelles dans le premier étage de turbine, et on augmente les chutes individuelles dans le deuxième étage de turbine; si l'on déplace le point B vers le point C, on augmente les chutes individuel- les dans le premier étage de turbine, et on diminue les chutes individuelles dans le deuxième.
Donc, il n'y avait plus, en principe, de difficultés à obser- ver le première condition, une fois que l'on avait fait la .proposition de pro- voquer sciement et systématiquement des expansions partielles pour les utiliser à former la contre-pression, une fois que l'on avait réalisé la synchronisa- tion nécessaire, et que l'observance de la condition avait été reconnue avan- tageuse et praticable.
Mais la présente invention a pour but de créer les circonstan- ces nécessaires pour remplir une autre condition, qui n'est plus aussi simple à remplir, du fait qu'elle impose la nécessité de concevoir toutes les tuyères, donc aussi bien les tuyères 9 que les tuyères 15, sous forme de tuyères Laval.
Cela repose sur une opinion d'inventeur, entièrement nouvelle et originale, d'après laquelle il est possible de remplir cette deuxième condition sans nuire à la réalisation de la première, si le nombre de quantités partielles, par lequel la quantité totale de gaz de combustion produite par chambre et par explosion est prélevée à des pressions supérieures à la pression de chargement, est n, et si la pression initiale (Pint) à laquelle on prélève chaque quantité partielle est égale, ou approximativement égale, au produit de la tension de l'air de chargement, ou de la pression dans la chambre avant l'allumage, (pression de chargement = p ), par la n + 1 - a ième puissance o n du quotient que donne la pression initiale d'expansion de la quantité partiel- le de gaz à tension maximum divisée par la pression d'air de chargement (po)
étant entendu que a correspond au rang occupé, dans le temps, par l'ex- pansion partielle envisagée dans chaque cas.
Etant donné que n, dans le cas de l'exemple d'exécution, correspond à la va- leur 2, et que a, par suite de la deuxième expansion partielle considérée, correspond également à la valeur 2, cela veut dire que la tension de prélèvement Pint de la quantité partielle à évacuer de la chambre d'explosion par la soupa- pe de tuyère 6-tension qui détermine la position du point B- est déterminée par l'expression:
1/2
EMI12.1
Pint .-- Pô (pl) p Pc- Vs po po Comme, dans le cas de 'exemple d'exécution, p1 64 ata et
EMI12.2
Po = 12 ata, on a donc p in e 12. V 12 2'7,'7 ata.
Comme on peut le voir par la fig. 3, la position du point B correspond à cette pression intermédiaire. L'allure que prend la contre-pression dans la chambre de remplissage 13 par suite de cette tension de prélèvement est re-
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présentée par la courbe en trait mixte 26. On constate tout d'abord que la courbe 26 à part la courte phase de remplissage qui se produit à son début, ' est à peu près équidistante de la courbe 24. Dans le premier'étage de tur- ' bine, la quantité partielle de gaz de combustion d'état initial A réchappant par la soupape de tuyère 5 subit donc des chutes partielles pratiquement é- gales, de sorte que le dispositif d'aubages 10 travaille avec un rendement élevé.
Simultanément, il peut avoir une seule couronnes et fonctionner avec des vitesses circonférentielles supérieures à 250 m/2 de préférence éga- les à 300 m/s, car les chutes individuelles déterminées par la position de la courbe de contre-pression 26 par rapport à la courbe d'expansion 24 le per- mettent.
Mais on peut aussi observer que la condition posée dans le cadre de l'invention se trouve satisfaite. Car la courbe 27 représente la courbe de pression critique relativement aux courbes d'expansion 24. 25. La courbe de contre-pression 26 se trouve visiblement en dessous de cette cour- be de pression critique 27, de sorte que l'on peut utiliser,, dans le premier étage de turbine, des tuyères Laval possédant les propriétés avantageuses définies plus haut, propriétés qui justement sont souhaitables et décisives dans le fonctionnement des turbines à combustion interne à explosions.
Mais ce qui a été dit pour le premier étage de turbine est également valable pour le deuxième étage de turbine.
Dans ce but, on a représenté la courbe en pointillé de la contre-pression pro- duite dans la deuxième chambre de roueo Cette courbe 28, elle aussi, est tout d'abord à peu près équidistante de la courbe 26 qui représente maintenant les modifications de la pression d'injection causées relativement au deuxième étage de turbine 15, 16, 17. Le deuxième étage de turbine utilise donc, lui aussi, des chutes individuelles pratiquement égales.
La position de la courbe 28 par rap- port à la courbe 26, autrement dit les chutes individuelles dans le deuxième étage de turbine - pour autant quelles concernent l'utilisation de la quanti- té partielle de gaz de combustion qui s'était échappée du premier étage de turbine par le dispositif à tuyères de captation 12 - sont dans ce cas fixées de telle manière que l'on peut, à nouveau, utiliser dans le deuxième étage de turbine des roues à une seule couronnes avec les vitesses circonférentielles indiquées.
Mais on a dessiné aussi la courbe 29 de la pression critique relative aux pressions d'injection, données par la courbe 26. On constate que la courbe 28, sur la plus grande partie de son tracé, se trouve en dessous de la courbe 29. Si 19on descend ainsi,, dans une faible mesure, en dessous de la pression critique,, cela ne change rien à l'avantage connu de la tuyère Lavai, qui est de conduire le jet de gaz dans la direction voulue, sans déviation et par suite sans perte de rendement. La tuyère Laval ne devient dangereuse que si elle est trop élargie,, ou si l'angle d'élargissement est pris trop grand. c9est alors seulement que le jet se détache de la paroi de guidages et continue à se détendre dans 19interstice, dans une direction incontrôlable.
Le graphique de la fig. 3 permet enfin de voir que l'allure de la contre-pression caractérisée par la courbe en pointillé 35 - relative à la quantité partielle de gaz de combustion qui s9était échappée dans la chambre de remplissage 13 par la soupape de tuyère 6, qui par conséquent avait l'état initial B et se dilate suivant la portion de courbe d'expansion 25 - se trouve principalement en dessous de la courbe 27 de la pression critique relative aux pressions d'injection de B à C.
Donc, peu importe que des tuyères spéciales soient prévues pour la quantité partielle de gaz de combustion ame- née par l'élément de conduite 14, ou que cette quantité partielle de ,gaz de combustion arrive à un dispositif de tuyères 15 qui lui est commun avec la quantité partielle de gaz de combustion d'état initial primitif A arrivant par la tuyère de captation 12;
dans les deux cas, on a la possibilité de donner aux deux tuyères,, donc en particulier à la tuyère, commune 15 du deu- xième étage de turbine, la forme de tuyères Lavalo ,
On indiquera pour concure que la surface la représente 1?éner- gie disponible de la quantité partielle de gaz de combustion d'état init@@@ A
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dans le premier étage de turbine, et que la surface Ib représente l'énergie de cette même quantité partielle de gaz de combustion dans le deuxième étage de turbine.
La surface II représente l'énergie disponible, dans le deuxième étage de turbine, de la quantité partielle de gaz de combustion d'état initial B évacuée par la soupape de tuyères 6, tandis que la surface III, enfin, donne la mesure de l'énergie des gaz de combustion qui pénètrent dans la section d'em- bouchure de la conduite de prélèvement de gaz moteurs 20:
Ce qui a été expliqué pour N = 2, donc pour la subdivision en deux de l'expansion, est valable, d'une manière analogue, pour les valeurs en- tières plus élevées de n. Si par exemple n était égal à 3. la pression de pré- lèvement pint2,3 de la quantité partielle de gaz de combustion à tension minimum devrait, conformément à l'invention, être plus petite que:
1/3
EMI14.1
Pint 2..3 r- Po . ( Pl) --' po..3 r;;. po puisque a = 3.
Dans le cas de l'exemple d'exécution, on a ainsi:
EMI14.2
p. t 2 .3,J 3r;:.-- ata.
Pt P 12. 12 21 ata.
La quantité partielle de gaz de combustion ayant la tension immédiatement supérieure à oe11=-là. et la pression Pint 1.2' porte le numéro d'ordre a= 2, de sorte que l'on doit avoir:
1/3
EMI14.3
intl,2 l/3 3 Pint1 2 Po' po Ù ce qui veut dire que, dans le cas de l'exempel d'exécution :
EMI14.4
Pint 1.2 = 12 ..3 () = 36,7 ata.
L'exemple d'exécution de la fige 2 correspond à celui de la fige 1, avec cette différence que, sur le trajet du reste de gaz de combus- , tion évacué par la soupape d'échappement. 7, se trouve un dispositif à tuyè- res 30, par l'intermédiaire duquel le dispositif d'aubages 31 de la roue 32 est injecté. Le dispositif à tuyères 30 ne reçoit pourtant pas seulement le reste de gaz de combustion évacué par la soupape d'échappement 7, mais aussi des gaz de combustion qui ont effectué un travail dans l'étage de turbine pré- cédent 15, 16 17 Ces gaz de combustion arrivent tout d'abord dans une cham- bre de remplissage 36, qui est en liaison en #7 avec le dispositif à tuyères 30.
La variation de contre-pression produite dans la chambre d'échappement 32 du troisième étage de turbine 30,31,32, et représentée par la courbe 35 sur la fig. 3, est ainsi amenée à agir relativement à l'expansion partiel- le 25 dans le deuxième étage de turbine 15, 16, 17. Cette machine est re- présentée par l'allure à peu près équidistante de la courbe 29 relativement à la portion de courbe d'expansion 25. Autrement dit, l'installation du troi-
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sième étage de turbine 30, 31, 32 de la fig 2 ne change rien à l'apparition de chutes pratiquement égales dans le premier étage de turbine 9, 10, 11. ni bien entendu à l'apparition de chutes pratiquement égales dans le deuxième étage de turbine 15, 16, 17.
En outre, la courbe 35 coïncide presque, dans la zone de la surface II, avec la courbe 27 de la pression critique, de sorte que le troisième étage de turbine à prévoir suivant la fig. 2 pour utiliser les chutes contenues dans le reste de gaz de combustion, n'a à son tour aucun effet nuisible ou perturbateur sur la possibilité d'aménager des tuyères Laval dans les deux étages situés en amont. L'idée d'invention peut donc être réalisée aussi dans l'exemple d'exécution suivant fig. 2.
Comme il a été déjà indiqué, l'objet de l'invention est en par- ticulier de concevoir le procédé de travail de manière à obtenir des poids et en- combrements relativement réduits de l'installation, par rapport au rendement.
Il est remarquable, dans cet ordre d'idées., que, dans les installations cons- tituées conformément à l'invention, on réussit à transformer en énergie méca- nique 10 calories kcal à l'heure par mèrre cube de volume de combustion ou d' explosion.
Naturellement, afin de transforder, à l'heure et par m3 de volume d'explosion, environ cent millions de ces calories, la partie de l'installation comprenant les turbines à combustion interne à explosions doit fonctionner avec un nombre relativement grand de cycles de travail par unité de temps, ce qui veut dire que la vitesse de rotation de l'arbre de distribution doit être suffisamment gran- de ; en outre, il faut travailler avec une haute pression de chargement po et une modulation thermique de chargement relativement élevée.
Pour réunir ces con- dit,ions, plus une durée de vie suffisante des parties exposées aux hautes tem- pératures et aux transferts de chaleur, il convient de ne pas porter la tempé- rature maximum t1 produite dans les chambres d'explosion au delà d'une limite supérieure de température de 1950 C, ce qui permet l'utilisation des agents de refroidissement usuels pour ces parties, tandis que ces parties sont par suite soumises à des conditions auxquelles elles peuvent être'fabriquées avec des matériaux ayant des propriétés normales, sans que la structure des piè- ces doive subir des modifications importantes.
Par ailleurs, il ne faut pas, autant que possible, descendre en dessous d'une limite inférieure de la tempé- rature t1 qui est de 14000C. L'intervalle de température ainsi obtenu, de 1950 C à 1400 C correspond à une hausse de pression Po :p1 allant de 1 : 4 à 5.5 On dose donc le mélange détonant entre le carburant utilisé et l'air, de telle manière que, dans les chambres d'explosion. le rapport entre la pre,s- sion de chargement po et la pression d'explosion P1 s'établisse entre un mini- @ mum de 1 :4 et un maximum de 1 ;
5,5
En outre, il résulte de ce qui précède que l'on applique cette augmentation de pression avantageuse concurremment avec d'autres mesures ef- ficaces, parmi lesquelles il faut citer le réglage mentionné des pressions pint donc des tensions initiales des quantités partielles de gaz de combustion, ainsi que le procédé de chargement lui-même, qui se caractérise par l'ouver- ture simultanée de la soupape d'admission d'air de chargement 2 et de la sou- pape d'échappement 7 pour les gaz de combustion résiduels des chambres d'ex- plosion.
Donc, le balayage des chambres d'explosion se fait alors de telle fa- çon que l'air de chargement, ayant une tension à peu près égale à celle du reste de gaz de combustion, ou tout au plus un peu supérieure, expulse ces gaz de combustion résiduels, ce qui contraste nettement avec le procédé connu de chargement additionnel, dans lequel, après la fermeture des.deux soupapes in- diquées ci-dessus, on introduit à nouveau dans les chambres d'explosion de 1' air de chargement additionnel qui se trouve à une pression supérieure, de sorte que, par la suppression de ce procédé de chargement additionnel, on a la possi- bilité de raccourcir le cycle de travail complet par la disparition des laps de temps nécessaires au chargement additionnel, et par suite de réaliser le plus grand nombre possible de cycles de travail par unité de temps.
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Naturellement, les haut rendements partiels - de roue et au- tres - mentionnés plus haut ont une importance décisive en ce qui concerne la simplification de la construction générale de l'installation. Le rendement d' ensemble que l'on peut obtenir permet en particulier d'éviter toute utilisa- tion de la chaleur perdue, hors des chambres d'explosion et des dispositifs à tuyères et à aubages, donc en dehors de la partie de l'installation affectée à l'explosion. si l'on fait abstraction, naturellement, des pertes de chaleur inévitables par conduction et rayonnement. Cela signifie la disparition de tous les refroidisseurs intermédiaires et secondaires, et aussi la disparition de tous les utilisateurs de gaz d'échappement, dont on avait besoin jusqu'ici pour maintenir le-rendement thermique total de l'installation à un niveau ac- ceptable.
On sait que tous les échangeurs de chaleur sont encombrants et lourds. de sorte que leur suppression diminue notablement le poids et l'encombrement de l'installation. On a maintenant la possibilité de simplifier le refroidisse- ment indispensable pour les pièces de la partie de l'installation affectée à l'explosion, du fait que l'on évacue l'agent refroidisseur avec la chaleur de refroidissement qu'il a absorbée, de sorte que la récupération de la chaleur de refroidissement disparaît; la même chose s'applique également aux agents de refroidissement secondaires, si l'on ne peut se dispenser de refroidir à son tour l'agent refroidisseur et de réemployer l'agent refroidisseur après le re- froidissement secondaire, comme c'est le cas dans les régions pauvres en eau.
De même, les gaz d'échappement sont donc évacués avec leur chaleur sensible, et utilisés, sans que l'on ait besoin d'intercaler les utilisateurs de gaz d' échappement dont on avait besoin jusqu'à présent pour réaliser des rendements économiques. Par la réunion des mesures indiquées conformément à l'invention, on obtient donc une installation extrêmement simple, spatialement très ramassée et légère, qui répond à toutes les exigences de la technique moderne des machi- nes motrices, en particulier pour la propulsion des vahicules et des avions.
La nature de l'invention postule naturellement que toutes les soupapes doivent être commandées à des moments exactement prédéterminés, et que, par suite, on respecte, dans la distribution, des moments et des laps de temps déterminés.
On peut appliquer à cet effet toutes les mesures de nature mécanique, pneuma- tique, hydraulique, magnétique et électrique, y compris en combinaison appropriée.
De tels modes de distribution sont connus en soi; ils ont par exempleété présemée et publiés dans les brevets américains 1.756.139, 1.763.154. 1.786.946, 1.933.385, 2.010.019, et 2.063.928.
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OPERATING PROCEDURE OF ENGINE GAS GENERATORS AND ENGINE GAS GENERATORS FOR IMPLEMENTING THE PROCESS.
There are already known methods of operating a motor gas generator producing combustion gases by explosions, and in which partial quantities of the total quantity of gas are borrowed from the explosion chambers attached to the motor gas generator. combustion produced by chamber and by explosion, and they are brought to act on devices with nozzles and blades. the remainder of the combustion gas being expelled by the charge air, as a result of the expansion of the partial quantities of the combustion gases.
But in the practical executions, one confined oneself to making a distinction only between this remainder of combustion gas and a single quantity of combustion gas which, at the moment of its escape from the chamber, presents the maximum pressure of explosion so that this main quantity of the combustion gases escapes through a single nozzle valve, and consequently only a second exhaust valve had to be provided for the remainder of the combustion gases. It is true that this main quantity was then used most often on two stages Se generally in Curtis double crown wheels with pressure compensation between the wheels. while. By means of a special nozzle device the remainder of the combustion gases were conducted to the second stage of turbines for use.
According to more recent proposals, not yet known (patent no. PV 40 177 .. applied for on December 22, 1952 in the name of the applicant @ and having as title 8 "OPERATING PROCEDURE OF GAS GENERATORS ENGINES PRODUCING COMBUSTION GAS BY EXPLOSIONS .
AND DEVICES FOR IMPLEMENTING THE PROCESS ") an important step is taken further, owing to the fact that the main quantity of combustion gas designated above is also discharged in partial quantities, so that it escapes partial quantities of combustion gas which,
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at the time of the exhaust. all have a voltage greater than the pressure of the charging air, at which the residual combustion gases must be present when they escape from the chamber.
In this way, a decisive progress is obtained in the technique of internal combustion turbines with explosions, since it is now possible to cause the expansion of partial quantities of combustion gases at lower voltage, downstream of the nozzle and vane devices which. on their side. are injected simultaneously by partial quantities of combustion gas having a higher initial tension, which appeared at the time of the exhaust. As it is in the two cases of expansions, the voltage drops thus observed or caused have the same characteristic upstream and downstream of the systems with nozzles and blades.
Since it is also possible, by means of the shifting of the working cycles of the corresponding explosion chambers, to synchronize these variations of the injection pressure and of the back pressure, it has been found, by this measurement, an extremely simple means of assigning to the blades practically equal drops or. which amounts to the same thing, to keep the modification of enthalpy in the different stages of turbines more or less constant. This has a very important influence on the construction possibilities and the efficiency of the blading system.
Whereas previously. given the strong variations of the drops following the unilateral appearance of the lowering of the tension of the injection pressures - the rate of the back pressure being constant in the best case, the rate of the back pressure the pressure being even a little upward, in practical embodiments, owing to the limited size of the pressure-compensating volumes, we were forced to use Curtis wheels having insufficient efficiency; while in addition one was forced to give these Curtis wheels a double crown, so that one had to have fixed guide or reversing vanes which, as a result of the disappearance of the injection pause existing for each rotating vane, caused operating difficulties;
while finally, owing to the underground arrangement of the explosion chambers and the fact that this necessitated the installation of the nozzle devices using the main quantity of combustion gas in the lower part of the combustion chamber. turbine, we therefore had to place in the upper part of the turbine the nozzles injected by the residual combustion gases, with undesirable disturbances in the construction of the turbine; has now succeeded, by the simple measure mentioned, in solving all these difficulties at once.
Because the individual drops can now be measured in such a way that they become usable in single crown wheels, the circumferential speeds of which are over 250 m / s, preferably around 300 m / s, so that wheel efficiencies of between 75 and 85% can be achieved. Leaving aside the propagation of the combustion gases, the vanes of these impellers can then be entirely protected, apart from the nozzle sections used for injection, so that the ventilation resistance is found. reduced accordingly, whereas without it, for relatively large drops in the wheel chamber, this resistance could become very large.
But with single crown wheels the guide or reversing vanes, with their somewhat difficult cooling, completely disappear. Likewise, the nozzle arrangements in the upper part of the casing are completely eliminated, so that the upper half of the turbine casing can be designed as a simple vessel cover.
The present invention is based on the recognition that it is necessary and possible to push the structural and functional advantages thus obtained to an optimum level, also for the other structural elements which participate in the circulation of the combustion gases. As structural elements of this kind are mainly considered nozzles.
By drawing the logical consequences of the aforementioned observation, we are faced with the problem of using Laval nozzles, because in Laval nozzles,
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the flue gas flow conditions upstream of the smallest nozzle section may, at equal nozzle efficiency, exhibit greater turbulence than in single, un-widened nozzles, if the pressure ratio between the pressure at the nozzle inlet and back pressure downstream of the nozzle is greater than the critical pressure ratio.
As this circumstance is of decisive importance in fuel turbines. explosion, in order to obtain the highest nozzle efficiencies, decisive importance must be attributed to the final finding which serves as the basis of the present invention and which gave rise to it, according to which one arrives, giving a value determined at the pressures at which the partial quantities of combustion gas are found when they are taken from the chamber. to use-Laval nozzles,
although it is necessary to simultaneously respect the other condition already discussed above according to which the individual drops fixed at the same time by the choice of these withdrawal pressures must have values with which it is possible to realize wheels at a single crown having circumferential speeds greater than 250 m / 2
In accordance with the invention, the solution of the technical problem thus defined is characterized by a method of operating engine gas generators producing combustion gases by explosions, the method of which is taken from explosion chambers. attached to the engine gas generator, and via nozzle valves installed at the rate of several per explosion chamber,
combustion gases which are made to act, by expanding, on devices with nozzles and blades, while the rest of the combustion gases are expelled from the explosion chambers by exhaust valves, by means of the charging air, with this particular characteristic that the partial quantities, constituting the samples taken above the charging pressure, that the total quantity of combustion gas produced per chamber and per explosion, are in number of n, and that the initial pressure (pint). at which each partial quantity of gas is withdrawn, is equal or approximately equal to the product of the tension of the charging air, or of the pressure in the chamber before ignition (charging pressure = in).
by the n + 1 - a th power of the quotient given by the initial expansion pressure of the partial quantity of gas at maximum tension divided by the loading air pressure (p) a being the number designating the rank occupied, in time, by the partial expansion considered in each case.
With such a determination of the sampling pressures, which act as back pressures with respect to the injection pressures on the nozzle and blading devices located upstream, these back pressures become smaller than the pressure criticized. which gives the possibility of advantageously using Lavai nozzles.
Particular advantages are obtained - which is still to be explained in the light of the drawings - if the combustion gases are allowed to escape in at least two partial amounts at voltages above the charging pressure. In this case, it is effective to cause a first partial quantity of gas at maximum tension to act on the nozzle and vane devices of the engine gas generator itself, via a first nozzle valve device, and a second partial quantity of gas at lower tension but the initial tension of which is greater than the charging pressure through another, second nozzle valve device while the remainder of the gases of combustion,
having a voltage corresponding approximately to the pressure of the charging air, is expelled from the explosion chamber by means of charging air, where the voltage for withdrawing the partial quantity of gas at lower voltage is equal, or approximately equal to the value:
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n + 1 - a n pin po po
Now, a particularly important factor for the process proposed in the context of the invention and relating to the operation of engine gas generators producing combustion gases by explosions, is constituted by the increase in pressure, therefore by the ratio. between the pressure p1 already mentioned - which coincides with the explosion pressure of the charge if the combustion gases escape from an explosion chamber at the moment when the maximum pressure has appeared - and the pressure p.
It is generally known that the value of the ratio p1; po depends mainly on a series of factors including the heat content or thermal modulation of the exploded mixture in kcal / nm3 of the mixture, the chemical constitution of the elements of the mixture, the temperature of the charge liable to ignition, or of the mixture oxygen-fuel. the detonability of the mixture and the perforation of the explosion play a particularly important role.
The perfection of the explosion can be determined in two ways. The increase in pressure actually obtained can first of all be related to the theoretically possible increase in pressure. But it is also possible to calculate, according to the increase in pressure obtained, the measurement of the thermal modulation which, if the explosion were perfect, would have already caused the same increase in pressure actually obtained. The two yields are not the same, or at least they only become so when they are 100%, which would achieve the ideal explosion case.
For this ideal explosion, the limit values of the pressure increase are as follows:
EMI4.1
<tb> for <SEP> the <SEP> gas <SEP> of <SEP> blast furnace.: ............. <SEP> between <SEP> 7.5 <SEP> and < SEP> 0
<tb>
<tb>
<tb> for <SEP> the <SEP> gas <SEP> of <SEP> coking plant: <SEP> ................... <SEP> It <SEP> 9.5 <SEP> and <SEP> 0
<tb>
<tb>
<tb>
<tb> for <SEP> the <SEP> benzol:
<SEP> ........................... <SEP> "<SEP> 11.0 <SEP> and <SEP> 0
<tb>
<tb>
<tb>
<tb> for <SEP> the <SEP> diesel <SEP> "<SEP> Il.7 <SEP> and <SEP> 0
<tb>
<tb>
<tb>
<tb> for <SEP> the <SEP> fuel oil: ......................... <SEP> "<SEP> Il.7 <SEP> and <SEP> 0
<tb>
<tb>
<tb>
<tb> for <SEP> the <SEP> oil of <SEP> coaltar: .................. <SEP> '<SEP> 11.5 <SEP> and <SEP> 0
<tb>
<tb>
<tb>
<tb> for <SEP> the <SEP> dust <SEP> of <SEP> coal: ............. <SEP> Il <SEP> 11,2 <SEP> and <SEP > 0
<tb>
<tb>
<tb>
<tb> for <SEP> the <SEP> powder <SEP> of <SEP> lignite: ................ <SEP> Il <SEP> 9.7 <SEP> and < SEP> 0
<tb>
If we first consider the lower limit 0, the lower limit value, which should of course only be mentioned to give a full range. practically disappears.
To take into account the various condition under which explosions must be obtained following a uniform course, the figure 3 can be adopted for the lower limit value of p1: in. The value of p corresponding to the loading pressure p will generally be at least 3.5 ata (absolute atmospheres).
The upper limit values must first be corrected because the ideal case already indicated assumes a charging temperature to = 0 C at the time of ignition. The mixture should therefore be cooled to 0 ° C. in order to be able to achieve this value. But for this low ignition temperature the detonability of any mixture completely disappears. so
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that the upper limit value of the ideal explosion cannot be achieved, already for this reason alone.
Experience has shown that it is necessary to adopt as a lower limit
EMI5.1
re, for the detonability of the mixtures to be exploded, a temperature t 'of 150. If we start from this data. and if we take into account the lower limit value already mentioned, we arrive at the following table of pressure increases which still remain theoretical, at first analysis:
EMI5.2
<tb> gas <SEP> from <SEP> blast furnace: ................... between <SEP> 5.0 <SEP> and <SEP> 3
<tb>
<tb> gas <SEP> from <SEP> coking plant: <SEP> ......................... <SEP> "<SEP> 6, 5 <SEP> and <SEP> 3
<tb>
<tb> benzol: ................................. <SEP> "<SEP> 7.5 <SEP> and <SEP> 3 <SEP>
<tb>
EMI5.3
gaSl: II ;; Otoil: .. e G ................ GII 0 '..... G ...... "7.7 and 3 uel-oil: .e.oase ........... o.oo ..... a ...
It 7.7 and 3
EMI5.4
<tb> <SEP> coaltar oil <SEP>: <SEP> ....................... <SEP> "<SEP> 7.6 < SEP> and <SEP> 3
<tb>
<tb> dust <SEP> from <SEP> coal .................... <SEP> "<SEP> 7.5 <SEP> and <SEP> 3
<tb>
<tb> lignite <SEP> powder <SEP>: <SEP> ...................... <SEP> 6.5 <SEP> and <SEP> 3
<tb>
Because even the limit values indicated here suppose another condition, remaining theoretical, namely that one works with a zero excess air, that is to say that all the oxygen of combustion or explosion con - held in the mixture is used to produce the explosion, without leaving any excess in the combustion or explosion gases produced. This cannot be achieved in reality.
The extent to which this theoretically permissible possibility is approached depends on the degree to which the mixture is perfected between the chemical constituents of the fuel and the oxygen in the combustion air.
If, taking into account the actual cases, we calculate the thermal modulations corresponding to the limit values indicated for to = 150, we obtain for:
EMI5.5
<tb> the <SEP> gas <SEP> from <SEP> blast furnace: <SEP> 560 <SEP> to <SEP> 225 <SEP> kcal / nm3 <SEP> from <SEP> mixture
<tb>
EMI5.6
coke oven gas: ...... $ 15 to 225 fui rr fi
EMI5.7
<tb> the <SEP> benzol: .............. <SEP> 900 <SEP> to <SEP> 225 <SEP> "<SEP>" <SEP> "
<tb>
<tb> the <SEP> diesel:, ............ <SEP> 860 <SEP> to <SEP> 220 <SEP> "<SEP>" <SEP> "
<tb>
<tb> the <SEP> fuel oil: ............ <SEP> 875 <SEP> to <SEP> 210 <SEP> "<SEP> rr <SEP>"
<tb>
<tb> <SEP> oil from <SEP> coaltar: ..... <SEP> 875 <SEP> to <SEP> 210 <SEP> "<SEP>" <SEP> "
<tb>
<tb> the <SEP> dust <SEP> of <SEP> coal <SEP>:
<SEP> 840 <SEP> to <SEP> 210 <SEP> "<SEP>" <SEP> "
<tb>
<tb> the <SEP> powder <SEP> of <SEP> lignite: ... <SEP> 690 <SEP> to <SEP> 210 <SEP> "<SEP>" <SEP> "
<tb>
The maximum theoretical temperatures t1c, reached during 1, explosion (not taking into account dissociation), for the limit values indicated, are for:
EMI5.8
<tb> 0
<tb> the <SEP> gas <SEP> from <SEP> top <SEP> furnace:
<SEP> between <SEP> 2060 <SEP> and <SEP> 1060 <SEP> C
<tb>
<tb>
<tb> the <SEP> gas <SEP> of <SEP> coking plant: ..... <SEP> "<SEP> 2600 <SEP>" 1060 <SEP> C
<tb>
<tb>
<tb> the <SEP> benzol: ............. <SEP> "<SEP> 2700 <SEP>" <SEP> 1060C
<tb>
<tb>
<tb> the <SEP> diesel: ............ <SEP> "<SEP> 2800 <SEP>" <SEP> 980ÜC
<tb>
<tb>
<tb>
<tb> the <SEP> fuel oil: ........... <SEP> "<SEP> 2820 <SEP>" <SEP> 950 <SEP> C <SEP>
<tb>
EMI5.9
coaltar oil: .... ft 2820 Il 50'C
EMI5.10
<tb> <SEP> dust <SEP> from <SEP> coal: <SEP> "<SEP> 2770 <SEP>" <SEP> 950 <SEP> C <SEP>
<tb>
<tb>
<tb> the <SEP> powder <SEP> of <SEP> lignite:
<SEP> "<SEP> 2340 <SEP>" <SEP> 950 C
<tb>
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We have thus indirectly indicated the limits between which. On the basis of the correct physical, chemical and technological considerations, the values of the pressure increase which best meet the actual conditions can be determined.
For it is a matter of experience, and it is necessary to acquire, through long experi- mental practice, the faculty of appreciating which values of t1 one can impose on the building materials available at the time, taking into account all the possibilities such as cooling, ventilation, pauses in injection, nature of the working process, choice of materials, etc., with a view to the useful life, especially if one takes into account the working times. application, in respect of which it should be remembered that the temperatures indicated only appear for extremely short periods of time, of the order of a few thousandths of a second.
In spite of the fact mentioned last, the increases in pressure corresponding to the upper figures of the second table cannot be carried out, even if one takes into account the necessary excess air, and sufficient according to the experience data.
On the contrary, even taking into account the circumstances mentioned and the considerations expressed, one will approach these upper limits only cautiously and unwillingly.
Furthermore, the technique of internal combustion turbines is currently subject to very high requirements, in particular because of the weight and volume limitations necessary for the propulsion of vehicles and airplanes. The technical problem which arises as a result is mainly characterized by a flow rate of about 108 kcal / mch of explosion or combustion volume.
In order to be able to obtain this flow rate of approximately one hundred million calories per cubic meter of explosion volume and per hour, the engine gas generator explosion turbine must be operated with very large numbers of work cycles per unit of time, that is to say with high rotational speeds as a result of the distribution shaft, for the same unit of time; in addition, high loading pressures po, and relatively high thermal modulations Q must be employed for the mixtures.
In order to be able to bring this condition into line with the necessary operating safety, that is to say with the useful life of construction elements exposed to high temperatures and strong heat exchanges, taking into account all the possibilities reached up to here in the construction of internal combustion turbines with explosions, by the choice of the working process, the improvements of the cooling, the structure given to the parts concerned and the use of suitable materials, one must not exceed a temperature maximum t1 of 1900 C in the o chamber, while if we go below 1400 C, even with the help of the improvements, inventions and experiments indicated, in short, possibilities of all kinds tending to the ends indicated,
it would not be possible to achieve the flow rate of 108kca / m3 h The indicated temperature range, from 1900 to 1400 C, would correspond to an increase in pressure p1: in of between 5.5 and 4: 1, so that One can deduce from this the rule proposed, to continue the execution of the invention, and from which, in the method proposed for the operation of the gas generators engines equipped with devices with nozzles and at the bottom. - bages, the ratio between the maximum explosion pressure p1 and the loading pressure of the mixture po must have at least the value 4.: 1. We arrive at the additional rule saying that this same ratio p1;
po must be between the values 4: 1 and 5.5. to the extent that building materials available today should be used, while exceeding the value 5.5 should go hand in hand with the development of materials technology.
It has been said above that the possibility of applying such increases in pressure depends on the practice of a certain name-
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bre of knowledge and observations acquired in the field of explosion chamber technology in the sense that the operational safety, that is to say the useful life of the parts concerned, increases insofar as the 'use is made of this knowledge and findings, without the possibility of realizing the idea of the invention. in principle, destroyed by the fact that this knowledge and findings would be entirely ignored;
this statement applies in the first place to the charging process, the preferred embodiment of which here is characterized by simultaneous covering of charge air intake and combustion gas exhaust members attached to the components. explosion chambers.
The expulsion thus obtained of the residual combustion gases by the charging air which is at the same pressure as the latter, has - compared to the also known method of additional charging of the chamber after closing the charging air valve and the exhaust device which evacuates the residual combustion gases - the advantage that the duration of a work cycle is significantly shortened by the time required for additional charging so that it is only by this preferred method of charging that it is possible to carry out, per unit of time, a number of work cycles of the order of magnitude required.
It follows the need to obtain, in the extremely short periods of time thus available, homogeneous loadings, completely filling the chamber, therefore to work with a high filling rate. This possibility can especially be achieved when the fuel is introduced into the chamber while the charge air intake and residual combustion gas exhaust members are open.
This is because the fuel touches the loading air piston while it is still in full motion, the conditions necessary for the formation of this piston to be obtained by giving the head of the chamber the shape of a pressure nozzle.
Venturi, and giving an elongated taper to the diffuser which immediately follows it. in the throat of the explosion chamber., The high air velocities caused in the Venturi nozzle, together with the state of movement of the air piston, contribute decisively to the distribution of fuel throughout the volume of the rooms though, naturally. it is also necessary to take into account the proper movement of the fuel, as a third component having a strengthening effect:
this is taken into account by giving consequently high values to the injection pressures. or to the compressions of possible combustible gases.
In addition to this efficient form of the charging process, however, the process of using the flue gases produced also has an important influence on the usable pressure increases, since it is this process of use that is dependent on the process of use. fatigue imposed on the construction elements that come after the explosion chamber.
Already, by the subdivisions previously applied, of combustion gases: produced by explosion and by chambering subdivision carried out according to the pressure, according to the quantity, or according to the pressure and the quantity, and also by the use Combustion gases, thus subdivided, in different stages of separate turbines, it was possible to appreciably reduce the average temperatures at which the nozzles, blades and impellers had to work. shafts, impeller chambers, seals, cooling devices and installations.
On the other hand, with this subdivision, it was not yet possible to achieve equal drop conditions in the turbine stages, with a corresponding uniformization of fatigue, and above all, it was not possible to do without the blades. guiding or reversing fixtures, which are subjected to a particularly severe test because they are constantly in the flow of combustion gases;
the rotary blading, on the other hand, always has the opportunity to find a break between two injections of combustion gas, when the vane injected at a given moment makes its rotational movement in the turbine casing, of one end to the other of the injecting nozzle segment,
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We will therefore go to the work process defined at the beginning, which is characterized by a shift in the work cycles of several explosion chambers, added to the same nozzle and vane devices, shift in which - during the expansion of partial quantities flue gas at higher voltage, upstream and inside a nozzle and vane device - downstream of the latter (in the direction of the flue gases) the partial quantity of flue gas to lower voltage,
evacuated from another explosion chamber is simultaneously subjected to an expansion, with production of equal drops in the nozzle and vane device subjected to the injection pressures and to the counter-pressures mentioned: in other words, one produces back pressures corresponding to the injection pressures, and having a similar characteristic and a synchronous pattern. the possibility of achieving, with the increases in pressure proposed within the scope of the invention, the aim indicated above, that is to say of fulfilling the condition requiring a flow rate of 108 cal / m3, h with respect to the volume explosions is precisely obtained thanks to this last step which consists of:
to make the fixed guide and reversing vanes unnecessary, to achieve equal drops in the different stages of the turbines, to thus achieve the uniformization of the mechanical forces as well as the tensions due to heat and temperature, to allow the use of wheels with a single crown, at circumferential speeds greater than 250 m / s and with consequently increased efficiencies, to lower the resistance by ventilation and consequently the additional heat of friction by protecting the blades from turbine wheels with the exception of the nozzle segment openings, at the same time simplifying the construction by constructing only one injection nozzle device per turbine stage, to name but a few the most important progress of this new working method.
The high efficiency of the impellers and the assembly, already mentioned, has a decisive influence here, since they make it possible to keep the state of the combustion gases unchanged in terms of their heat content and their temperature, even outside the explosion chambers and the devices with nozzles and blades, apart from the inevitable losses, in other words to refrain from using the heat content and the temperature. rature in heat exchangers, so for example transforming it into mechanical work or using it purely thermal. The heat exchangers are always bulky and heavy, so that the possibility of their elimination has a decisive influence on the weight and the space requirement of the installation.
For the same reason, the necessary cooling agents are removed from the installation after absorption of their cooling heat, that is to say no use of the cooling heat in other heat exchangers. heat, which seems justified and becomes possible, as a result of the high yields that are achieved. Likewise, the exhaust gases are evacuated with their sensible heat, so that one could also dispense with devices which, in installations with lower thermal efficiency, should be provided to use this sensible heat, in order to achieve an admissible overall return.
By applying these measures together, one arrives within the indicated range of pressure increases. to meet all the requirements of modern engine technology, in particular that of aircraft propulsion engines, without giving up one or other of these measures, or all at the same time , destroys in principle the possibility of applying the idea of invention. '
The drawing shows the conditions generated in the execution of the method proposed within the framework of the invention, in the case of an engine gas generator operating on oil, with double partial expansion, therefore with a value of n equal to 2, if one counts only as partial expansions the expansions whose initial tensions are higher than the loading air pressure.
In practitioner,
Fig. 1 shows the schematic longitudinal section of a gas generator engines with two expansion subdivisions and two
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turbine stages, while
Fig. 2 shows in similar section, a gas generator engines with two expansion subdivisions and three stages of turbines.
Fig. 3 represents the graphite as a function of V, corresponding to the example of execution according to FIG. 1.
In the example of execution of FIG. l, 1dx signifies one of the explosion chambers which are added to the same nozzle and vane system. The explosion chamber is provided, in the usual manner, with an air intake member 2, and a fuel injection valve 3 incorporated in this member. The charge air supply line is designated by 4, while the fuel pump and the fuel supply lines are not drawn, being known per se and executed in the usual way. Each explosion chamber has two nozzle valves 5 and 6, as well as an exhaust valve 7 for the rest of the combustion gas.
The partial quantity of combustion gas discharged by the nozzle valve
5 is driven, by the nozzle antechamber 8, to the nozzle device 9. located upstream of the blading, a single ring 10 of the wheel 11 of the first turbine stage.
A collection nozzle device 12 captures the combustion gases partially used in the first turbine stage 9, 10, 11, and leads them to a filling chamber 13, which is arranged between the turbine stages. Pipe elements 14 open into the filling chamber 13 which are connected to the nozzle valve 6. The filling chamber continues at 15 by a second nozzle device, located upstream of the blading a single ring 16. of the wheel 17 of the second turbine stage. A collection nozzle device 18 captures the combustion gases which have passed through the second stage of turbine 15, 16, 17, and conducts them. via the pipe element 19 / to the engine gas sampling pipe 201.
In the connection section of the driving gas sampling pipe 20 and the turbine casing 21 also opens another pipe element 22, which receives the remainder of the combustion gas which had escaped through the valve d. 'exhaust 7.
The actual formation of the combustion gases takes place by the fact that the charging air valve 2 and the exhaust valve 7 open simultaneously. The inlet end of the explosion chamber being in the form of a Venturi nozzle, the feed air which enters takes in, given the very elongated taper of the diffuser 23 of this inlet end, the form of a piston which expels, through the open exhaust valve 7, the residual combustion gases from the previous explosion and which still fill chamber 1. Shortly after the end of this affected working cycle fraction when the residual combustion gases are expelled and changed, the corresponding piston of the fuel pump performs its supply stroke and, through valve 3, injects the necessary quantity of fuel into the still moving air.
This forms a homogeneous charge which is highly susceptible to ignition when valves 2 and 7 close. An ignition device, not shown, causes the mixture to ignite, so that, with the valves fully closed, the explosion occurs. When the maximum explosion pressure is formed, the nozzle valve 5 opens and lets out a quantity of combustion gas whose initial state is characterized by the appearance of this maximum explosion pressure.
Simultaneously. the nozzle valve 6 of another explosion chamber, not @ opens and lets escape a partial quantity of combustion gas at lower tension towards the filling chamber 13. because its working cycle has, for example compared to that of chamber 1 considered, an advance such that it had previously evacuated the partial quantity of combustion gas whose initial state was characterized by the maximum explosion pressure, in other words, it had closed its relief valve. nozzles 5.
and opened its nozzle valve 6, just as the nozzle valve 5 of the chamber 1 in question opened,
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Therefore. upstream of the nozzle and vane device 9, 10, 11, of the first turbine stage, the injection pressures of the first partial expansion appear, to which it is subjected, in said nozzle device and to vanes, a partial quantity of the total quantity of combustion gas produced in chamber 1.
Downstream of the same device with nozzles and vanes, in the direction of the combustion gases, the back pressures appear which are produced in the filling chamber 13 due to the fact that the latter receives combustion gases from two sides; it first of all receives, via the inlet pipe 14, combustion gases escaping directly from the other mentioned explosion chamber; it also receives other combustion gases, from the first turbine stage, via the collection nozzle device 12. Under the influence of these two inflows of combustion gases, the filling chamber 13 is momentarily and quickly. which is facilitated by its small volume, so that the mentioned back pressure is formed.
However, this back pressure formation has the character of a partial expansion, since the filling chamber 13 is in open connection, via the nozzle device 15, with the second turbine stage 15, 16, 17.
As the already mentioned shift of the work cycles results in the synchronism between the two partial expansions, the curves which, on a graph of pressure as a function of time or of Q as a function of V, represent the shape of the expansion and back pressure, must be approximately equidistant, which will have to be further demonstrated in the light of fig. 3.
This equidistance results in practically constant enthalpy drops to which the bladed device 10 is subjected, so that this first turbine stage has the possibility of working with a high efficiency.
What has been explained for the first turbine stage is valid, in a similar fashion, for the second stage of turbines 15, 16, 17.
Because upstream of this turbine stage, still in the direction of circulation of the combustion gases, is the nozzle device 15, which is supplied with combustion gas by the filling chamber 13. These combustion gases produce an internal pressure the effects of which have been precisely examined as back pressure with respect to the first stage of turbine 9. 10, 11 located upstream; these same internal pressures become, with respect to the second turbine stage 15, 16, 17 located downstream, injection pressures, so that these injection pressures in turn have the character of a partial expansion. During the course of this partial expansion, a third chamber., Hitherto not conidered and not drawn, had opened its exhaust valve 7.
This exhaust valve 7 was used, for this third chamber which was precisely in the charging phase, to expel residual combustion gases, thanks to the thrust of the charging air which entered simultaneously. These residual combustion gases reach the mouth section of the driving gas sampling line, and at the same time undergo a voltage drop corresponding to the conditions of volume and pressure.
By means of the pipe element 19, this voltage drop acts, on the blading device 16 arranged upstream, as a back pressure, the voltage of which decreases, so that the pressures of injection of the nozzle 15 and the back pressures of the annular chamber of the wheel 17 in turn have the same common character of partial expansion.
As a result of the still greater advance of the work cycle of the third chamber, which performs the loading phase of its work cycle, while the chamber discharges the partial quantity of combustion gas having in the initial state the initial voltage the maximum voltage, and that the second chamber evacuates a partial quantity having already in the initial state a lower voltage, there is also a synchronism between the curve of, back pressure produced by the combustion gases residuals and the partial expansion corresponding to the second turbine stage, so that in the graph the conditions of practical equidistance between partial expansion and back pressure curve are again fulfilled.
Consequently, he
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approximately constant partial falls also occur in the second turbine stage, so that this turbine stage can also work with high efficiency,
So far, the example of execution corresponds to proposals already made previously, while, to characterize the invention, the following should be said:
The realization of the idea of the invention is expressed by the graph Q function of V for the explosion chamber 1 of FIG. 1, graph reproduced on a true scale in FIG. 3.
On this graph Q function of V, which combines the usual graph of entropy Q function of S, for example that of Pflaum. with abscissa the quantities of exhausted combustion gases. as a percentage, if we call 100% the total quantity of combustion gas per explosion and per chamber, while the ordinates correspond to the heat content of the combustion gases in kcal / nm3 (enthalpy), we re First of all, the indicated scale of pressures and temperatures is known, this one being however only valid for the double line lowered from point A, and which indicates the adiabatic drops of combustion gas.
The double line represents the changes of state that occur during expansion, but only for the ideal machine in which no entropy changes occur during expansion, that is, in which no entropy changes occur during expansion. no-transfers from. heat at the walls in contact with the combustion gases, nor heat development as a result of friction on the rotor and the vanes. Naturally, in the machine carried out practically case two phenomena occur.
But, by extensive research into heat transfer along the walls on the gas side, and by calculations of the ventilation losses on the rotor and vanes, it has been found that in well-constructed installations and if 190n employs With the usual work processes, there is an approximate agreement between the quantities of heat developed by friction and ventilation and the quantities of heat released to the refrigerant.
We are therefore justified in basing ourselves on adiabatic modifications of state during the expansions. and these modifications appear on the graph Q as a function of S or Q as a function of V, in the form of vertical lines.
Point A corresponds to the initial state of the partial quantity of combustion gas evacuated by the nozzle valve 5. Therefore, from the voltage point of view, at the maximum explosion pressure which, in the present case , is 64 ata. This partial initial state quantity A is then subjected, in the nozzle and bladed device 9, 10, 11 of the first turbine stage, to a partial expansion 24 which goes to point B. At this point B. the Nozzle valve 5 closes, and nozzle valve 6 opens. The partial quantity of combustion gas of initial state B which escapes thus undergoes a partial expansion, the shape of which is characterized by the portion of the expansion curve 25.
At point C the nozzle valve closes, and the exhaust valve 7 opens. The charge air entering simultaneously through the open valve expels the remainder of the combustion gas, so that point E is reached, at which the exhaust valve 7 and the charge air valve 2 close. .
Then comes the fraction of the working cycle assigned to ignition and explosion, a fraction which cannot be represented on a graph Q as a function of 'V, and which leads to the formation of a total quantity of gas of combustion of initial state A. Then, the described work cycle is repeated.
It should therefore be remembered that the graph Q as a function of V in fig. 3 takes place in time, so that synchronous processes can only be represented in it by reconstruction or mental translations.
,, What to explain this graph, we have already had to start from a determined position of point B, so that, from this point of view, we have already anticipated the realization of the idea of invention. If., As it would be logical, one starts first of all with the problem which the invention must solve. The position of point B. on the expansion curve determined by A and C is not yet fixed. but on the contrary we find ourselves faced with the need to determine, by innovating entirely
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Or, the withdrawal pressure of the partial quantity of combustion gas at minimum tension, escaping through the nozzle valve 6, so as to satisfy two conditions.
The first condition ..,., According to which the individual drops evidenced by the distance between the expansion and back pressure curves must be determined so that one-ring wheels with higher circumferential speeds can be used. at 250 m / s, is relatively easy to fill, and it has already been fulfilled by the earlier proposal of patent n PV 404; 177 applied for on December 22, 1952 in the name of the applicant and having for title:
"OPERATING PROCEDURE FOR GAS GENERATORS ENGINES PRODUCING COMBUSTION GAS BY EXPLOSIONS, AND DEVICES FOR IMPLEMENTING THE PROCESS" in the sense that, taking into account this need alone, point B is simply assigned the position for which the desired individual falls occur. In fact, if point B is moved towards point A, the individual drops in the first turbine stage are reduced, and the individual drops in the second turbine stage are increased; moving point B to point C increases the individual drops in the first turbine stage, and decreases the individual drops in the second.
Therefore, in principle, there was no longer any difficulty in observing the first condition, once the proposal had been made to cause knowingly and systematically partial expansions in order to use them to form the counter. -pressure, once the necessary synchronization has been achieved, and compliance with the condition has been recognized as advantageous and practicable.
However, the object of the present invention is to create the circumstances necessary to fulfill another condition, which is no longer so simple to fulfill, owing to the fact that it imposes the need to design all the nozzles, and therefore the nozzles 9 as well. than nozzles 15, in the form of Laval nozzles.
This is based on an inventor's opinion, entirely new and original, according to which it is possible to fulfill this second condition without harming the realization of the first, if the number of partial quantities, by which the total quantity of gas of combustion produced by chamber and by explosion is taken at pressures greater than the loading pressure, is n, and if the initial pressure (Pint) at which each partial quantity is taken is equal, or approximately equal, to the product of the voltage of the charging air, or the pressure in the chamber before ignition, (charging pressure = p), by the n + 1 - a th power on the quotient given by the initial expansion pressure of the partial quantity - the gas at maximum voltage divided by the charging air pressure (in)
it being understood that a corresponds to the rank occupied, in time, by the partial expansion envisaged in each case.
Given that n, in the case of the example of execution, corresponds to the value 2, and that a, following the second partial expansion considered, also corresponds to the value 2, this means that the voltage sampling Pint of the partial quantity to be evacuated from the explosion chamber by the 6-tension nozzle valve which determines the position of point B- is determined by the expression:
1/2
EMI12.1
Pint - Pô (pl) p Pc- Vs po po As, in the case of the execution example, p1 64 ata and
EMI12.2
Po = 12 ata, we therefore have p in e 12. V 12 2'7, '7 ata.
As can be seen from fig. 3, the position of point B corresponds to this intermediate pressure. The form taken by the back pressure in the filling chamber 13 as a result of this sampling voltage is re
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presented by the curve in phantom line 26. It can be seen first of all that the curve 26, apart from the short filling phase which occurs at its beginning, 'is approximately equidistant from the curve 24. In the first stage of turbine, the partial quantity of initial state combustion gas A escaping through the nozzle valve 5 therefore undergoes substantially equal partial drops, so that the blading device 10 works with a high efficiency.
At the same time, it can have a single crown and operate with circumferential speeds greater than 250 m / 2, preferably equal to 300 m / s, since the individual drops determined by the position of the back pressure curve 26 with respect to the expansion curve 24 allows this.
But it can also be observed that the condition set in the context of the invention is satisfied. Because the curve 27 represents the critical pressure curve relative to the expansion curves 24. 25. The back pressure curve 26 is visibly below this critical pressure curve 27, so that one can use ,, in the first turbine stage, Laval nozzles having the advantageous properties defined above, properties which are precisely desirable and decisive in the operation of internal combustion turbines with explosions.
But what has been said for the first turbine stage is also valid for the second turbine stage.
For this purpose, the dotted curve of the back pressure produced in the second wheel chamber has been shown. This curve 28, too, is first of all roughly equidistant from curve 26 which now represents the modifications. of the injection pressure caused relative to the second turbine stage 15, 16, 17. The second turbine stage therefore also uses substantially equal individual drops.
The position of curve 28 in relation to curve 26, in other words the individual drops in the second turbine stage - insofar as they relate to the use of the partial quantity of combustion gas which had escaped from the turbine. first stage of the turbine by the collection nozzle device 12 - are in this case fixed in such a way that it is again possible to use in the second stage of the turbine single-ring wheels with the circumferential speeds indicated.
But we have also drawn the curve 29 of the critical pressure relative to the injection pressures, given by the curve 26. It can be seen that the curve 28, over most of its trace, is located below the curve 29. If we descend in this way, to a small extent, below the critical pressure, this does not change the known advantage of the Lavai nozzle, which is to conduct the gas jet in the desired direction, without deflection and by continuation without loss of performance. The Laval nozzle only becomes dangerous if it is widened too much, or if the widening angle is taken too large. it is only then that the jet detaches itself from the guide wall and continues to relax in the interstice, in an uncontrollable direction.
The graph of fig. 3 finally shows that the shape of the back pressure characterized by the dotted curve 35 - relative to the partial quantity of combustion gas which had escaped into the filling chamber 13 through the nozzle valve 6, which consequently had the initial state B and expands along the expansion curve portion 25 - lies mainly below the critical pressure curve 27 relative to the injection pressures from B to C.
Therefore, it does not matter whether special nozzles are provided for the partial quantity of combustion gas supplied by the pipe element 14, or whether this partial quantity of combustion gas arrives at a nozzle device 15 which is common to it. with the partial quantity of initial initial state combustion gas A arriving through the collection nozzle 12;
in both cases, it is possible to give the two nozzles, therefore in particular the common nozzle 15 of the second turbine stage, the shape of Lavalo nozzles,
For the sake of clarity, the surface 1a will be indicated as the available energy of the partial quantity of state combustion gas init @@@ A
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in the first turbine stage, and that the area Ib represents the energy of this same partial quantity of combustion gas in the second turbine stage.
The surface II represents the energy available, in the second stage of the turbine, of the partial quantity of combustion gas of initial state B evacuated by the nozzle valve 6, while the surface III, finally, gives the measurement of the 'energy of the combustion gases entering the mouth section of the engine gas sampling pipe 20:
What has been explained for N = 2, therefore for the subdivision in two of the expansion, is valid, in a similar way, for the higher integer values of n. If, for example, n were equal to 3. the withdrawal pressure pint2,3 of the partial quantity of combustion gas at minimum voltage should, in accordance with the invention, be less than:
1/3
EMI14.1
Pint 2..3 r- Po. (Pl) - 'po..3 r ;;. po since a = 3.
In the case of the execution example, we have:
EMI14.2
p. t 2 .3, J 3r;: .-- ata.
Pt P 12. 12 21 ata.
The partial quantity of combustion gas having the voltage immediately above oe11 = -there. and the pressure Pint 1.2 'carries the sequence number a = 2, so that one must have:
1/3
EMI14.3
intl, 2 l / 3 3 Pint1 2 Po 'po Ù which means that, in the case of the execution example:
EMI14.4
Pint 1.2 = 12 ..3 () = 36.7 ata.
The example of execution of fig 2 corresponds to that of fig 1, with the difference that, on the path of the remainder of combustion gas, evacuated by the exhaust valve. 7, there is a nozzle device 30, through which the blading device 31 of the wheel 32 is injected. The nozzle device 30, however, receives not only the remainder of the combustion gas discharged by the exhaust valve 7, but also combustion gases which have carried out work in the previous turbine stage 15, 16 17. Combustion gases first enter a filling chamber 36, which is connected at # 7 with the nozzle device 30.
The variation in back pressure produced in the exhaust chamber 32 of the third stage of turbine 30, 31, 32, and represented by curve 35 in FIG. 3, is thus caused to act relative to the partial expansion 25 in the second stage of turbine 15, 16, 17. This machine is represented by the shape approximately equidistant from the curve 29 relative to the portion. expansion curve 25. In other words, the installation of the three
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second turbine stage 30, 31, 32 of FIG. 2 does not change the appearance of substantially equal drops in the first turbine stage 9, 10, 11. nor of course the appearance of substantially equal drops in the second turbine stage 15, 16, 17.
Furthermore, the curve 35 almost coincides, in the area of the surface II, with the curve 27 of the critical pressure, so that the third turbine stage to be provided according to FIG. 2 to use the offcuts contained in the rest of the combustion gas, in turn has no harmful or disruptive effect on the possibility of fitting Laval nozzles in the two stages located upstream. The idea of the invention can therefore also be realized in the exemplary embodiment according to FIG. 2.
As has already been indicated, the object of the invention is in particular to design the working method so as to obtain relatively reduced weights and dimensions of the installation, in relation to the efficiency.
It is remarkable, in this connection, that, in the installations constituted according to the invention, it is possible to convert 10 calories kcal per hour into mechanical energy per cubic meter of combustion volume or explosion.
Naturally, in order to convert, per hour and per m3 of explosion volume, about one hundred million of these calories, the part of the installation comprising the internal combustion turbines with explosions must operate with a relatively large number of cycles of work per unit of time, which means that the speed of rotation of the distribution shaft must be sufficiently high; in addition, it is necessary to work with a high loading pressure po and a relatively high thermal modulation of loading.
To combine these condi- tions, plus a sufficient lifespan of the parts exposed to high temperatures and heat transfer, the maximum temperature t1 produced in the explosion chambers should not be increased beyond this. an upper temperature limit of 1950 C, which allows the use of the usual cooling agents for these parts, while these parts are therefore subjected to conditions under which they can be made with materials having normal properties , without the structure of the parts having to undergo significant modifications.
In addition, it is not necessary, as much as possible, to go below a lower limit of the temperature t1 which is 14000C. The temperature interval thus obtained, from 1950 C to 1400 C corresponds to an increase in pressure Po: p1 ranging from 1: 4 to 5.5 The detonating mixture is therefore measured between the fuel used and the air, in such a way that, in the explosion chambers. the ratio between the pre, s- sion of loading po and the explosion pressure P1 is established between a minimum of 1: 4 and a maximum of 1;
5.5
Furthermore, it follows from the foregoing that this advantageous pressure increase is applied concurrently with other effective measures, among which the mentioned adjustment of the pressures pint therefore of the initial tensions of the partial quantities of gas of combustion, as well as the charging process itself, which is characterized by the simultaneous opening of the charging air inlet valve 2 and the exhaust valve 7 for the residual combustion gases explosion chambers.
Therefore, the sweeping of the explosion chambers is then done in such a way that the charging air, having a tension approximately equal to that of the rest of the combustion gases, or at most a little higher, expels these residual combustion gases, which contrasts sharply with the known method of additional charging, in which, after closing the two valves indicated above, charging air is again introduced into the explosion chambers which is at a higher pressure, so that, by eliminating this additional charging process, there is the possibility of shortening the complete working cycle by eliminating the time periods necessary for the additional charging, and by continuation of carrying out the greatest possible number of work cycles per unit of time.
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Of course, the high partial efficiencies - of impeller and others - mentioned above are of decisive importance for the simplification of the general construction of the plant. The overall efficiency that can be obtained makes it possible in particular to avoid any use of the waste heat, outside of the explosion chambers and of the devices with nozzles and blades, and therefore outside the part of the tube. facility affected by the explosion. if we disregard, of course, the inevitable heat losses by conduction and radiation. This means the disappearance of all intercoolers and secondary coolers, and also the disappearance of all users of exhaust gases, which until now were needed to keep the total thermal efficiency of the installation at an acceptable level. .
We know that all heat exchangers are bulky and heavy. so that their elimination significantly reduces the weight and size of the installation. We now have the possibility of simplifying the cooling which is essential for the parts of the part of the installation affected by the explosion, due to the fact that the cooling agent is removed with the cooling heat which it has absorbed, so that the recovery of the cooling heat disappears; the same also applies to secondary coolants, if one cannot dispense with cooling the coolant in turn and re-using the coolant after secondary cooling, as is the case. in water-poor areas.
Likewise, the exhaust gases are therefore evacuated with their sensible heat, and used, without the need to insert the users of the exhaust gases which have hitherto been required to achieve economic returns. By combining the measures indicated in accordance with the invention, an extremely simple installation, spatially very compact and light, is therefore obtained, which meets all the requirements of modern engine technology, in particular for the propulsion of vehicles and planes.
The nature of the invention naturally postulates that all the valves must be operated at exactly predetermined times, and that, consequently, in the distribution, certain times and periods of time are respected.
All measures of a mechanical, pneumatic, hydraulic, magnetic and electrical nature can be applied for this purpose, including in suitable combinations.
Such distribution methods are known per se; they have for example been pre-seeded and published in US patents 1,756,139, 1,763,154. 1,786,946, 1,933,385, 2,010,019, and 2,063,928.