FR 2926320 A1 20090717 FR 0950093 A 20090109 B 08-4775 FR Société dite : GENERAL ELECTRIC COMPANY Systèmes et procédés de détermination du rendement de fonctionnement d'une turbine à vapeur Invention de : GUO Tao HOFER Douglas C. SUMNER William J. Priorité d'une demande de brevet déposée aux Etats-Unis d'Amérique le 10 janvier 2008 sous le n° 11/971.954 SYSTEMES ET PROCEDES DE DETERMINATION DU RENDEMENT DE FONCTIONNEMENT D'UNE TURBINE A VAPEUR La présente demande concerne globalement des procédés et des systèmes pour déterminer le rendement d'une turbine à vapeur. Plus spécifiquement, mais sans restriction, la présente demande concerne des procédés et des systèmes pour déterminer des pertes par humidité dans des turbines à vapeur fonctionnant dans des conditions de vapeur humide. Avec l'augmentation continue du coût de l'énergie et de la demande énergétique, augmenter le rendement de production d'énergie par des turbines à vapeur est un Io objectif important. Comme les turbines à vapeur fonctionnent souvent dans des conditions de vapeur humide, il est nécessaire de bien comprendre l'effet que cela entraîne sur les performances de la turbine afin de concevoir des turbines plus efficaces. Traditionnellement, en raison de la nature complexe des phénomènes d'écoulement diphasique (c'est-à-dire un écoulement qui contient de la vapeur d'eau et 15 des gouttelettes), les modèles de pertes par humidité utilisés dans les outils de conception et d'analyse de turbine reposent sur des corrélations empiriques qui sont basées sur des paramètres de l'écoulement global dans la turbine. Un tel exemple est la règle de Baumann bien connue, qui stipule qu'une humidité moyenne de 1% présente dans un étage est susceptible de provoquer une réduction de 1% du rendement de 20 l'étage. On peut trouver un autre exemple dans l'article de Miller et coll. dans lequel les rendements de la turbine à vapeur humide ont été corrélés aux fractions d'humidité moyennes dans la turbine. Des progrès dans les matériels informatiques et les programmes de calcul de dynamique des fluides (CFD) ont permis d'utiliser des modèles d'écoulement diphasique 25 plus compliqués pour analyser les pertes par humidité dans les turbines. Récemment, Dykas et Wroblewski ont mené une étude numérique des effets de nucléation sur les pertes dans des étages de turbine basse pression. Dans leur approche CFD, des équations de Navier-Stokes moyennées, combinées à des équations de conservation de masse/d'énergie entre les phases gazeuse et liquide, sont résolues pour le champ 30 d'écoulement. Des équations auxiliaires pour la nucléation et la croissance des gouttelettes sont couplées au champ d'écoulement pour simuler l'écoulement diphasique avec condensation. Au lieu d'utiliser les propriétés réelles de la vapeur, un modèle de propriétés gazeuses simplifié est utilisé pour éviter que l'algorithme numérique global ne deviennent exagérément compliqué. Toutefois, ni l'approche empirique traditionnelle ni la technologie CFD n'est adaptée à l'optimisation de conception du trajet d'écoulement d'une turbine. Comme l'approche empirique concerne uniquement les paramètres d'écoulement global, elle ne permettra généralement pas d'identifier l'effet de modifications de conception du trajet d'écoulement (telles que nombre d'étages, réaction, déviation d'écoulement, etc.) sur les pertes par humidité. En ce qui concerne l'approche CFD, plusieurs jours, voire des semaines, sont généralement nécessaires pour achever une étude significative, ce qui rend l'approche inadaptée à une optimisation de conception lorsqu'un grand nombre d'options de conception doivent être explorées dans une fenêtre de temps limitée. Il existe donc un besoin d'un procédé plus effectif et efficace pour analyser les pertes par humidité potentielles dans une turbine à vapeur fonctionnant dans des conditions de vapeur humide. Ce procédé devra capturer tous les principaux mécanismes de pertes rencontrés dans des détentes de vapeur humide avec nucléation tout en étant aussi suffisamment direct pour permettre l'évaluation de nombreuses options de conception dans une fenêtre de temps raisonnable. La combinaison d'un tel procédé de détermination des pertes par humidité avec des outils de conception de trajet de vapeur existants améliorera probablement la compréhension des pertes par humidité dans les turbines à vapeur et constituera une avancée importante dans l'optimisation de conception de trajet d'écoulement. La présente demande décrit donc un procédé de calcul des pertes par humidité dans une turbine à vapeur fonctionnant dans des conditions de vapeur humide. Le procédé peut comprendre les étapes consistant à: 1) en supposant une détente à l'équilibre, calculer une initialisation du champ d'écoulement pour déterminer des valeurs de pression initiales, une vitesse de détente initiale, des valeurs de vitesse initiales au niveau d'une entrée et d'une sortie de chacune d'une pluralité de rangées d'aubes dans la turbine à vapeur, et des valeurs d'enthalpie initiales à travers chacune de la pluralité de rangées d'aubes dans la turbine à vapeur; 2) en utilisant les valeurs de pression initiales, les valeurs de vitesse initiales, et les valeurs d'enthalpie initiales, calculer une valeur de sous- refroidissement AT initiale à travers chacune de la pluralité de rangées d'aubes de la turbine à vapeur; 3) calculer une valeur de sous-refroidissement AT critique au point de Wilson à travers chacune de la pluralité de rangées d'aubes de la turbine à vapeur requise pour qu'une nucléation spontanée se produise sur la base de la valeur de pression initiale et de la vitesse de détente initiale; et 4) comparer les valeurs de sous-refroidissement AT initiales aux valeurs de sous-refroidissement AT critique au point de Wilson pour déterminer où une nucléation spontanée se produit à travers la pluralité de rangées d'aubes de la turbine à vapeur. Dans certaines formes de réalisation, l'étape de calcul du sous-refroidissement AT critique au point de Wilson comprend les étapes consistant à: 1) développer une première fonction de transfert, la première fonction de transfert étant obtenue en utilisant au moins une pluralité de valeurs mesurées de sous-refroidissement AT critique de Wilson provenant de données expérimentales disponibles et en corrélant la valeur de sous-refroidissement AT critique au point de Wilson en fonction d'une vitesse de détente au point de Wilson et d'une valeur de pression au point de Wilson; et 2) calculer la valeur de sous-refroidissement AT critique au point de Wilson avec la première fonction de transfert en utilisant la vitesse de détente initiale en tant que vitesse de détente au point de Wilson et la valeur de pression initiale en tant que valeur de pression au point de Wilson. De préférence, les valeurs mesurées de sous-refroidissement AT critique au point de Wilson provenant de données expérimentales disponibles comprennent au moins une des sources décrites dans la présente à propos de la figure 2. De préférence, la première fonction de transfert comprend les mêmes relations entre la valeur de sous- refroidissement AT critique au point de Wilson, la vitesse de détente au point de Wilson et la valeur de pression au point de Wilson que celles représentées sur la figure 3. La première fonction de transfert peut fournir une relation directe entre la valeur de sous-refroidissement AT critique au point de Wilson et la vitesse de détente au point de Wilson. L'étape de comparaison de la valeur de sous-refroidissement AT initiale au sous-refroidissement AT critique au point de Wilson pour déterminer où une nucléation spontanée se produit à travers la pluralité de rangées d'aubes de la turbine à vapeur peut comprendre: la détermination du fait qu'une nucléation spontanée ne se produit pas dans l'une des rangées d'aubes si la valeur de sous-refroidissement AT initiale est inférieure au sous-refroidissement AT critique au point de Wilson; et la détermination du fait qu'une nucléation spontanée se produit dans l'une des rangées d'aubes si la valeur de sous-refroidissement AT initiale est supérieure au sous-refroidissement AT critique au point de Wilson. Le procédé peut comprendre en outre l'étape de calcul d'une taille moyenne de gouttelette dans la rangée d'aubes où une nucléation spontanée se produit. L'étape de calcul de la taille moyenne de gouttelette dans la rangée d'aubes où une nucléation spontanée se produit peut comprendre les étapes consistant à: développer une seconde fonction de transfert, la seconde fonction de transfert étant obtenue en utilisant au moins une pluralité de tailles de gouttelette mesurées provenant de données expérimentales disponibles et en corrélant la taille moyenne de gouttelette en fonction d'une vitesse de détente au point de Wilson et d'une valeur de pression au point de Wilson; et calculer la taille moyenne de gouttelette avec la seconde fonction de transfert en utilisant la vitesse de détente initiale en tant que vitesse de détente au point de Wilson et la valeur de pression initiale en tant que valeur de pression au point de Wilson. De préférence, les tailles de gouttelette mesurées provenant des données expérimentales disponibles comprennent au moins une des sources décrites dans la présente à propos de la figure 2. De préférence, la seconde fonction de transfert comprend les mêmes relations entre la taille moyenne de gouttelette, la vitesse de détente au point de Wilson et la valeur de pression au point de Wilson que celles représentées sur la figure 4. Les caractéristiques précédentes ainsi que d'autres de la présente demande ressortiront à l'étude de la description détaillée suivante des formes de réalisation préférées, illustrée par les dessins annexés dans lesquels: la figure 1 est un graphe représentant le processus de nucléation homogène et la détermination du point de Wilson; la figure 2 est un diagramme de Mollier présentant un récapitulatif de données au point de Wilson expérimentales disponibles; la figure 3 est un graphe représentant le sous-refroidissement AT critique au point de Wilson requis pour une nucléation spontanée en fonction à la fois de la pression et de la vitesse de détente locales; la figure 4 est un graphe représentant la taille moyenne des gouttes de brouillard produites par la nucléation en fonction à la fois de la pression et de la vitesse de détente locales; la figure 5 est un graphe représentant les variations du sous- refroidissement AT en fonction de la taille de gouttelette et de la vitesse de détente; la figure 6 est un graphe représentant les variations du facteur de pertes thermodynamiques (pertes/AErow) en fonction de la taille de gouttelette et de la vitesse de détente; et la figure 7 est un organigramme représentant une forme de réalisation de la présente demande. Comme le comprendront les personnes ayant des compétences dans l'art, des pertes induites par la teneur en humidité dans le trajet d'écoulement d'une turbine à vapeur ont été réalisées et étudiées depuis longtemps. Les pertes associées à la teneur en humidité peuvent être décrites par les catégories suivantes: pertes par nucléation, pertes par sursaturation, et pertes mécaniques. Pertes par nucléation Le comportement de la vapeur humide lorsqu'elle se détend dans une turbine à vapeur est très nettement différent du système à 2 phases idéal traité par la thermodynamique à l'équilibre. La vitesse de détente est généralement trop rapide pour que les conditions de saturation à l'équilibre soient maintenues. De ce fait, la vapeur devient généralement sursaturée à mesure qu'elle se détend. A savoir, la température de la vapeur chute sous la température de saturation correspondant à la pression locale. Le niveau de sursaturation en tout point durant la détente est défini par le sous-refroidissement local AT: AT =Ts(P)ùTg Lorsque le sous-refroidissement AT atteint un niveau critique, la formation d'amas liquides supercritiques commence à une vitesse extrêmement élevée. Cette nucléation spontanée de gouttes critiques entraînera un effondrement soudain du sous-refroidissement AT et un retour vers l'équilibre se traduisant par la formation d'humidité avec des gouttelettes d'eau presque uniformes. Il s'agit du processus de nucléation homogène. Le sous-refroidissement AT maximal atteint au début du renversement (à savoir, le point B sur la courbe AT de la figure 1) est couramment appelé point de Wilson. Ce processus est représenté sur la figure 1. La position du point de Wilson et les propriétés du brouillard nucléé résultant sont d'importance primordiale pour le concepteur d'un trajet d'écoulement de turbine. Le diamètre et le nombre de gouttes de brouillard (de là, l'humidité nucléée) formées durant le processus de nucléation auront une influence majeure sur les pertes aérodynamiques et thermodynamiques générées dans la turbine. D'importants travaux analytiques et expérimentaux ont été effectués depuis 1960 pour développer une meilleure compréhension de la thermodynamique et des phénomènes d'écoulement associés aux détentes de vapeur humide avec nucléation. Ces travaux comprennent "Grundlagen einer Theorie der Nassdampfturbine" de G. Gyarmathy, 1962, thèse de doctorat n° 3221, ETH, Zurich (traduction anglaise USAF-FTD (Dayton, Ohio) Rept. TT-63-785), qui est incorporée dans son intégralité dans la présente. En ce qui concerne la nucléation, Gyarmathy a montré que la position du point de Wilson et les caractéristiques du brouillard condensé qui en découlent dépendent principalement du niveau de pression locale et de la vitesse de détente définie par: Pdot = ù 1 aP Pat dont l'unité est la s 1. Gyarmathy a aussi montré que la taille moyenne des gouttelettes de brouillard émergeant de la phase de condensation de la nucléation dépend du niveau de pression et de la vitesse de détente locales. De nombreuses études expérimentales de la nucléation homogène dans les tuyères de Laval ont été effectuées depuis des années. Les travaux expérimentaux de Gyarmathy ainsi que les travaux de nombreux autres (voir le récapitulatif figure 2) ont validé collectivement les découvertes analytiques. (Remarque: le récapitulatif de la figure 2 correspond à la liste suivante de données expérimentales publiquement disponibles: [9] G. Gyarmathy et H. Meyer, 1965, "Spontane Kondensation", VDI Forschungsheft 508, VDI-Verlag, Düsseldorf., [11] G. Gyarmathy, 2005, "Nucleation of Steam in High-Pressure Nozzle Experiments", ETC 6th European Conf. on turbomachinery, 7-11 mars, Lille, France; [12] G.A. Saltanov, L.J. Seleznev et G.V. Tsiklauri, 1973, "Generation and Growth of Condensed Phase in High-Velocity Flows", Int. Jo. Heat Mass Transfert, 16, pages 1577-1587; [13] G.D. Stein et C.A. Moses, 1972, "Rayleigh Scattering Experiments on the Formation of Water Clusters Nucleated from Vapor Phase", J. Colloid. Interfac. Sci., 39, pages 504-512; [14] J.I. Yellot, 1934, "Supersaturated Steam", Trans. ASME, 56, pages 411-430; [15] T. Krol, 1971, "Results of Optical Measurements of Diameters of Drops Formed Due to Condensation of Steam in a Laval Nozzle", (en polonais), Trans. Inst. Fluid Flow Mech. (Pologne), n° 57, pages 19-30; [16] C.A. Moses et G.D. Stein, 1978, "On the growth of steam droplets formed in a laval nozzle using both static pressure and light scattering measurements", ASME J. Fluids Eng., 100, pages 311-322; [17] R.A. Kantola, 1982, "Steam Condensate Droplet Evolution: Experimental Technique", 82CRD163; et [18] D. Barschdorff, G. Hausmann et A. Ludwig, 1976, "Flow and Drop Size Investigations of Wet Steam at Sub and Supersonic Velocities with the Theory of Homogeneous Condensation", Pr. Inst. Maszyn Przeplwowych, 241, pages 70-72, qui sont tous incorporés dans leur intégralité dans la présente). Les données de déficit d'humidité au point de Wilson présentées sur la figure 2 illustrent la nature exhaustive des données expérimentales disponibles. Ces données s'étalent sur de larges intervalles de pression d'entrée (de 13,8 kPa à 14,8 MPa (2 à 2148 psia)), d'entropie (5790 à 8092 kJ/kg.K (1,384 à 1,934 btu/lbm R)) et de vitesse de détente (û300 à 230000 s -l) qui font plus que couvrir l'éventail des conditions de vapeur rencontrées dans les turbines à vapeur modernes. Une modélisation du processus de nucléation basée sur les données d'essai sera décrite plus bas. Pertes par sursaturation En se basant sur la théorie de nucléation homogène décrite précédemment, il est généralement acceptable de supposer qu'immédiatement après la nucléation, la distribution des gouttelettes de brouillard est mono-dispersée et le mélange gouttelettes/vapeur est à l'équilibre thermique, c'est-à-dire que les gouttelettes sont à la même température que la vapeur. En outre, comme les tailles des gouttelettes de brouillard dans un trajet d'écoulement de turbine correctement conçu sont généralement très petites (dans la gamme submicronique), on peut aussi considérer que le mélange gouttelettes de brouillard/vapeur est à l'équilibre inertiel, où les glissements de vitesse entre les phases sont négligeables. A mesure que le mélange diphasique continue à se détendre en aval de la nucléation à travers les rangées de tuyères et d'aubes mobiles, l'hypothèse d'équilibre thermique n'est généralement plus valide. Dans un processus de détente, à mesure que la pression de la vapeur décroît, la température de la vapeur décroît en conséquence, entraînant la condensation de davantage de vapeur sur les gouttelettes existantes (croissance des gouttelettes). Si la vitesse de détente est lente, la chaleur générée par la condensation peut être transférée des gouttelettes à la vapeur suffisamment rapidement pour maintenir une différence de température minimale entre les deux phases. Toutefois, le processus de détente dans les canaux d'aubes de turbine est souvent si rapide que la vitesse de transfert de chaleur entre les gouttelettes et la vapeur est trop faible pour le suivre, ce qui fait que la température des gouttelettes est bien supérieure à celle de la vapeur environnante. La différence de température résultante constitue non seulement la force motrice de la condensation et d'une possible seconde nucléation, mais est aussi responsable d'un accroissement de l'entropie globale de l'écoulement et d'une réduction du rendement de la turbine. Les pertes associées à cette différence de température entre phases sont souvent appelées pertes par sursaturation ou pertes thermodynamiques par humidité. Pertes mécaniques A mesure que les gouttelettes de brouillard circulent dans le trajet d'écoulement, certaines d'entre elles peuvent se heurter ou coalescer. Certaines entreront en contact avec la surface des aubes et soit rebondiront soit se déposeront sur elle. Les gouttelettes déposées forment alors généralement des films/ruisselets d'eau qui sont entraînés vers le bord de fuite de l'aube sous la force de cisaillement de l'écoulement principal. Les films/ruisselets d'eau seront finalement arrachés au niveau du bord de fuite de l'aube et se rompront de nouveau en gouttelettes d'eau, formant ainsi des gouttes dites secondaires (pour les distinguer des gouttelettes primaires ou de brouillard générées par nucléation). Ce processus d'arrachement et de rupture des films/ruisselets d'eau est aussi appelé "atomisation" de gouttes secondaires. Les plus grandes tailles stables des gouttes secondaires créées par "atomisation" sont régies par le nombre de Weber critique, qui est défini par le rapport de la force de pression aérodynamique ique sur la tension surfacique du liquide: We = p T u gY r a Io dans laquelle pg est la densité de la phase vapeur, 6 est la tension surfacique de la phase liquide, Vr est la vitesse relative entre les phases, et d est le diamètre de goutte correspondant. Le nombre We critique dans des conditions d'écoulement normales d'une turbine basse pression est inclus dans l'intervalle 20-22, les tailles des gouttes secondaires allant donc de plusieurs microns à des centaines de microns à l'intérieur 15 d'une section basse pression typique d'une turbine à vapeur (à comparer aux tailles des gouttes de brouillard qui sont généralement dans la gamme submicronique). Les gouttes secondaires "atomisées", se déplaçant bien plus lentement que l'écoulement de vapeur principal, seront donc accélérées par l'écoulement principal dans l'espace entre les rangées d'aubes avant d'atteindre le bord d'attaque de la rangée 20 suivante. Les vitesses des gouttes secondaires à l'entrée de la rangée d'aubes suivante n'atteindront en général qu'une fraction de la vitesse de l'écoulement de vapeur principal. Toutefois, pour de petites gouttes secondaires, leurs vitesses peuvent s'approcher de la vitesse de l'écoulement de vapeur principal, comme on l'observe couramment dans les turbines à vapeur haute pression. 25 Les pertes associées à l'accélération des gouttes secondaires sont appelées pertes par traînée entre phases, et sont l'une des principales sources de pertes mécaniques. A l'entrée de la rangée suivante, les gouttes secondaires doivent être traitées différemment selon leurs tailles. Les petites gouttes secondaires ont tendance à suivre l'écoulement principal et se comporter comme des gouttelettes de brouillard. Pour les 30 grosses gouttes secondaires, la plupart d'entre elles frapperont la surface de l'aube. Elles peuvent soit adhérer à la surface, s'ajoutant à l'eau déposée provenant des gouttelettes de brouillard, soit rebondir dans l'écoulement principal sous forme de plus petites gouttes. Pour les gouttes secondaires entrant dans une rangée d'aubes en rotation, un grand nombre d'entre elles frapperont le bord d'attaque de la surface aérodynamique, en particulier du côté aspiration pour les plus grosses gouttes secondaires en raison de leurs vitesses plus lentes que l'écoulement principal [7, 19] û exerçant un effet de "freinage" sur la rangée en rotation. Les pertes associées à la réduction du travail des aubes due à l'effet de "freinage" sont appelées pertes par freinage, qui sont une autre source principale de pertes mécaniques. En outre, dans la rangée d'aubes en rotation, les films/ruisselets d'eau provenant d'un dépôt se déplaceront aussi radialement vers l'extrémité de l'aube sous la force centrifuge, en plus d'être entraînées axialement vers le bord de fuite de l'aube. En résultat, une partie du travail fourni est consommée pour augmenter la quantité de mouvement des films/ruisselets d'eau. Ces pertes sont généralement appelées pertes par pompage d'aube, qui sont les troisièmes principales pertes mécaniques. Dépôt & ses effets sur les pertes par humidité Comme indiqué plus haut, les gouttes secondaires proviennent d'un dépôt de gouttelettes de brouillard, et sont généralement réputées apporter la principale contribution aux pertes par traînée entre phases et par freinage et pompage d'aube. Une bonne compréhension du processus de dépôt des gouttelettes est donc nécessaire à la détermination des pertes par humidité. En général, le dépôt de gouttelettes de brouillard sur des aubes de turbine se déroule de deux façons: à la fois par impact inertiel et par diffusion turbulente à travers des couches limites. Pour faciliter la suite de la description, un bref résumé des deux mécanismes de dépôt va maintenant être donné. On peut trouver une description détaillée des processus de dépôt dans "Deposition of Fog Drops on Low Pressure Steam Turbines" de R.I. Crane, 1973, Int. J. Mech. Sci., 15, pages 613-631, qui est incorporé dans son intégralité dans la présente. De récents calculs des deux types de dépôt sont donnés dans "The Inertial Deposition of Fog Droplets on Steam Turbine Blades" de J.B. Young et K.K Yau, 1988, ASME J. Turbomachinery, 110, pages 155-162; et "The Deposition of Fog Droplets on Steam Turbine Blades by Turbulent Diffusion" de K.K. Yau et J.B. Young, 1987, ASME J. Turbomachinery, 109, pages 429-435, qui sont tous les deux incorporés dans leur intégralité dans la présente. Le dépôt par impact inertiel désigne le phénomène d'écoulement dans lequel les gouttelettes sont incapables de suivre exactement les lignes de l'écoulement de vapeur principal incurvées dans le trajet d'écoulement. En conséquence, la vitesse de dépôt est fortement fonction de la taille des gouttelettes. Plus la gouttelette est grosse, plus sa probabilité de dévier de la ligne d'écoulement de vapeur est élevée, et donc plus la vitesse de dépôt est rapide. Théoriquement, on peut calculer la vitesse de dépôt en suivant les trajets de particule suivis par chaque gouttelette individuelle dans un champ d'écoulement de vapeur donné. On peut trouver un tel exemple dans "The Deposition of Fog Droplets on Steam Turbine Blades by Turbulent Diffusion" de K.K. Yau et J.B. Young, 1987, ASME J. Turbomachinery, 109, pages 429-435. Normalement, le bord d'attaque de l'aube et la zone proche du bord de fuite de la surface de pression sont les deux endroits probables pour le dépôt par impact inertiel puisqu'il s'agit des zones où les lignes d'écoulement de vapeur tournent le plus. Le dépôt par diffusion turbulente désigne le phénomène d'écoulement dans lequel le transport des gouttelettes de brouillard sur la surface de l'aube s'effectue par diffusion à travers la couche limite. Fondamentalement, les petites particules/gouttelettes entraînées par une couche limite turbulente migreront vers la surface de l'aube sous l'action des fluctuations de vitesse turbulentes de la phase gazeuse. Comme la surface d'aspiration de l'aube a généralement une couche limite plus épaisse, on s'attend à ce que le dépôt par diffusion turbulente joue un rôle plus important du côté aspiration que du côté pression de l'aube. On notera que les prédictions théoriques présentées dans "The Inertial Deposition of Fog Droplets on Steam Turbine Blades" de J.B. Young et K.K. Yau, 1988, ASME J. Turbomachinery, 110, pages 155-162 indiquent que les vitesses de dépôt des deux processus de dépôt sont de valeur comparable dans les turbines basse pression. Modélisation des pertes par humidité dans des turbines à vapeur En raison de la nature complexe de l'écoulement de vapeur humide dans la turbine, une simulation entièrement numérique de l'écoulement se condensant, si elle n'est pas impossible, est formidablement longue et coûteuse, étant donc de valeur limitée pour les concepteurs de turbine. L'approche empirique traditionnelle, bien qu'elle soit simple, n'offre généralement aucun aperçu des mécanismes de pertes par humidité, fournissant donc peu d'indications pour l'amélioration de la conception. La présente demande propose un système de détermination des pertes par humidité basé sur la physique qui peut être efficacement utilisé pour des applications industrielles. Ce nouveau système n'est pas destiné à calculer précisément les détails de tous les aspects relatifs aux pertes par humidité, mais plutôt à fournir aux concepteurs de turbine un outil efficace pour évaluer l'effet des pertes par humidité sur les performances d'une turbine en raison de certaines modifications de conception. Modélisation des pertes par nucléation Un objectif de la présente demande est de décrire les contributions du processus de nucléation aux pertes par humidité tout en restant suffisamment simple pour des applications industrielles. A cette fin, comme le comprendront les personnes ayant des compétences ordinaires dans l'art, la base de données expérimentales exhaustive identifiée sur la figure 2 peut être utilisée pour développer avec succès deux fonctions de transfert qui capturent l'essentiel du processus de nucléation nécessaire à l'accomplissement d'une conception robuste basée sur la physique. La première fonction de transfert constitue le moyen pour déterminer le sous-refroidissement AT critique au point de Wilson requis pour une nucléation spontanée en fonction à la fois de la pression et de la vitesse de détente locales. Cette fonction de transfert peut être obtenue en prenant toutes ou certaines des valeurs mesurées de sous-refroidissement AT critique de Wilson provenant des données expérimentales disponibles listées sur la figure 2 et en corrélant la valeur de sous-refroidissement AT critique au point de Wilson en fonction de la vitesse de détente au point de Wilson et de la valeur de pression au point de Wilson. Les caractéristiques de cette fonction de transfert sont représentées sur la figure 3. En combinant cela avec une solution gazeuse appropriée pour une rangée d'aubes, on peut calculer le sous-refroidissement AT local et le comparer à la valeur AT critique requise pour une nucléation afin de déterminer la position du point de Wilson. Les conditions d'état locales (Twp, Pwp, Hwp, Swp) en ce point sont ensuite déterminées en utilisant les propriétés métastables à partir de la formulation IAPWS-IF97. Si on suppose qu'un renversement se produit dans des conditions adiabatiques et à pression constante, alors on peut déterminer le déficit d'humidité à l'équilibre au point de Wilson en utilisant les propriétés de la vapeur à l'équilibre en notant que Hwp = Hmix. L'accroissement d'entropie et les pertes thermodynamiques associées dus à la nucléation sont ensuite déterminés selon: ~rev =s(7 0,h )ù`Swp(t'w,hwp)metastable Ll' ** = T at(P)XASrev AErow dans lesquelles AErow est l'énergie disponible de la rangée d'aubes qui est définie dans la présente par la différence entre l'enthalpie totale d'entrée de la rangée d'aubes et l'enthalpie statique de sortie isentropique de la rangée d'aubes. La seconde fonction de transfert constitue le moyen pour déterminer la taille moyenne des gouttelettes de brouillard produites par la nucléation. La seconde fonction de transfert est basée sur les données disponibles produites dans des tuyères de Laval rapportées dans les travaux qui sont listés à propos de la figure 2. La seconde fonction de transfert constitue le moyen pour déterminer le diamètre moyen des gouttelettes de brouillard produites par nucléation en fonction à la fois de la pression et de la vitesse de détente locales. Cette fonction de transfert peut être calculée en prenant toutes ou certaines des tailles de gouttelette de nucléation mesurées provenant des données expérimentales disponibles listées sur la figure 2 et en corrélant le diamètre moyen de gouttelette en fonction de la vitesse de détente au point de Wilson et de la valeur de pression au point de Wilson. Les caractéristiques de cette fonction de transfert sont représentées sur la figure 4. La figure 3 montre que le sous-refroidissement AT au point de Wilson croît lorsque la vitesse de détente croît. Elle montre aussi que le degré de sous-refroidissement AT au point de Wilson est plus faible dans des turbines haute pression 15 que dans des turbines basse pression. La figure 4 montre que pour obtenir de petites gouttelettes de nucléation, une vitesse de détente élevée est nécessaire. Le déficit d'humidité et le diamètre moyen des gouttelettes de brouillard étant définis, on peut maintenant déterminer le nombre de gouttelettes par unité de masse de vapeur humide: 3Y 4ltpi (0,5.d** Y Modélisation des pertes par sursaturation L'écoulement de vapeur humide primaire peut être assez bien modélisé par un mélange homogène de vapeur et de minuscules gouttelettes d'eau sphériques. En supposant en outre qu'il n'existe pas de glissement de vitesse entre les phases, les équations régissant l'écoulement de vapeur humide homogène peuvent s'écrire sous la forme: ap +V•(pV)=O at +(V•O)V+p=O p a i Vz i Vz at p e+2 +V. pV h+ 2 1=0 dans lesquelles p est la densité du mélange diphasique, p = pg/(lûy), pg est la densité de la phase vapeur, y est la fraction d'humidité du mélange, V est la vitesse du mélange, h est l'enthalpie spécifique du mélange. Au lieu de résoudre numériquement les équations précédentes, ce qui est une 20 tâche coûteuse en temps, on peut utiliser une approche semi-analytique. Par exemple, on peut adopter une approche développée par J.B. Young. Voir "Semi-Analytical Techniques for investigating Thermal Non-Equilibrium Effects in Wet Steam Turbines" de J.B. Young, 1984, Int. J. Heat & Fluid Flow, 5, pages 81-91, qui est incorporé dans son intégralité dans la présente. Les figures 5 et 6 représentent les variations du sous- 25 refroidissement AT de la vapeur et le facteur de pertes thermodynamiques correspondant (pertes/AErow) en fonction de la taille de gouttelette et de la vitesse de détente dans une rangée de tuyères de turbine haute pression typique, utilisant l'approche de Young. On peut observer que les pertes par sursaturation croissent lorsque No = 10 20 la taille de gouttelette ou la vitesse de détente croît. De plus petites gouttelettes provenant d'une nucléation sont donc avantageuses pour réduire les pertes par humidité dans la turbine. Modélisation des pertes mécaniques La force de traînée agissant sur une goutte secondaire donnée créée par "atomisation" au niveau du bord de fuite d'une rangée d'aubes peut être calculée selon: 1 2 1 ~ FD = 2 PgCDAsVr = 2 PgCD( r2)J 2 dans laquelle Vr est la vitesse relative entre la gouttelette et la vapeur, Vr = Vg û VI, r est le rayon de la gouttelette, CD est le coefficient de traînée, qui est donné par Gyarmathy: 24 1 CD _ Re (1 + 2,7Kn dans laquelle Kn (= lg/d) est le nombre de Knudsen de la gouttelette, d étant la taille de gouttelette et lg étant le libre parcours moyen des molécules de vapeur. La trajectoire de la gouttelette peut être suivie par la loi de Newton: 7tr3pi dd ` = 2 1 PgCD(1tr2)r2 15 L'équation ci-dessus peut facilement être résolue par intégration numérique à l'intérieur de l'espace entre aubes pour obtenir la vitesse de la goutte secondaire au niveau du bord d'attaque de la rangée d'aubes suivante. Une fois que VI est connue, les pertes mécaniques associées aux gouttes secondaires peuvent être calculées selon: / LF = Q2nd Vi 2 WLE 2 ù WLE •VTl Q Vol Vol / Q Vo dans laquelle Vo est la vitesse isentropique de la rangée d'aubes, WLE et WTE sont la vitesse de roue de rangée d'aubes au niveau du bord d'attaque et du bord de fuite, respectivement. VT1 est la vitesse tangentielle du liquide, Qdep est le débit de l'eau déposée, Q2nd est le débit de liquide au niveau du bord de fuite de la rangée d'aubes. Le 25 premier terme du membre de droite de l'équation représente les pertes par traînée, le second terme représente les pertes par freinage, et le troisième terme représente les pertes par pompage. 2 2 + QRep WTE ù WLE Modélisation de la vitesse de dépôt Comme indiqué plus haut, le bord d'attaque et la zone proche du bord de fuite de la surface de pression de l'aube sont les deux endroits probables où le dépôt inertiel peut se produire. Au niveau du bord d'attaque de l'aube, le dépôt de gouttelette est calculé en utilisant un modèle proposé dans "Grundlagen einer Theorie der Nassdampfturbine" de G. Gyarmathy, 1962, thèse de doctorat n° 3221, ETH, Zurich, traduction anglaise USAF-FTD (Dayton, Ohio) Rept. TT-63-785: 2R F11=î Pff dans laquelle R est le rayon équivalent du bord d'attaque, Peff = s.sin(3 est le pas effectif des aubes où s est l'espacement des aubes et 13 est l'angle d'écoulement d'entrée, re est le rendement de collecte de gouttelettes qui est étalonné numériquement en utilisant l'approche de suivi de particule. Le dépôt inertiel à l'intérieur du canal d'aube est calculé sur la base d'une approche initialement proposée par Gyarmathy et ultérieurement modifiée dans "The Inertial Deposition of Fog Droplets on Steam Turbine Blades" de J.B. Young et K.K. Yau, 1988, ASME J. Turbomachinery, 110, pages 155-162: F12 = P ûa)[(St)-(St)2(1ûe-USt)] (oc2sin(p tW 2r2pi = St= m , = 9 [0 (Re ) + 2,7Kn] , sWm c �g 4 (Re) = 1 + 0,197 Re°'63 + 0,00026 Rel°3s 1 dans lesquelles w est la vitesse de rotation, St est le nombre de Stokes, t est le temps de relaxation inertielle, Wm et (p sont la vitesse et l'angle d'écoulement méridional de vapeur, respectivement, et c est la largeur axiale des aubes. Pour un dépôt par diffusion turbulente, en raison de la complexité de ce sujet, une approche théorique n'est pas tentée. Des corrélations empiriques ont été développées sur la base d'un certain nombre d'études expérimentales dans le passé, incluant celles pour la prédiction du dépôt par diffusion turbulente dans un écoulement forcé monodimensionnel. Voir "A Simple Method for the Calculation of Turbulent Deposition to Smooth and Rough Surfaces" de N.B. Wood, 1981, J. Aerosol Science, 12, pages 275-290. Par exemple, la vitesse de dépôt pour une turbine haute pression nucléaire peut être estimée en utilisant la corrélation suivante: Fit = 0,11d5 -0,6d4 +1,2d3 -1,1d2 + 0,45d -0,033 dans laquelle d est la taille de gouttelette, FDt est la vitesse de dépôt par diffusion turbulente fractionnelle. Ainsi, en somme, pour une configuration de turbine donnée, un procédé de détermination des pertes par humidité peut commencer par parcourir toutes les rangées d'aubes pour calculer la valeur AT de sous-refroidissement critique au point de Wilson et pour identifier la rangée de nucléation. Une fois qu'une rangée de nucléation est identifiée, la taille et le nombre de gouttelettes primaires ainsi que la fraction d'humidité peuvent être obtenus à partir des modèles de nucléation. On peut ensuite calculer la croissance des gouttelettes, le sous-refroidissement AT de la vapeur et les pertes thermodynamiques résultantes dans la rangée d'aubes suivante en utilisant les modèles de sursaturation. On peut aussi calculer le dépôt de gouttelettes pour différents groupes de taille. Sur la base des résultats de dépôt, on peut obtenir la taille et les nombres des gouttes secondaires générées au niveau du bord de fuite de la rangée d'aubes. On peut ainsi calculer les pertes associées aux gouttes secondaires. Avec les pertes thermodynamiques et les pertes mécaniques calculées, on peut ensuite appliquer le coefficient de pertes par humidité LF au calcul de rendement de rangée d'aubes de la même manière que les coefficients de pertes aérodynamiques normaux. Enfin, la taille et les nombres des gouttelettes aussi bien primaires que secondaires sont mis à jour au niveau de la sortie de la rangée d'aubes, et la même procédure de calcul sera répétée dans la rangée d'aubes suivante. La figure 7 est un organigramme représentant un procédé 100 de détermination des pertes par humidité selon une forme de réalisation de la présente invention. Dans certaines formes de réalisation, le procédé 100 de détermination des pertes par humidité peut être mis en oeuvre et commandé par un système d'exploitation. Le système d'exploitation peut comprendre n'importe quel dispositif de commutation à semi-conducteur haute puissance approprié. Le système d'exploitation peut être un ordinateur; toutefois, il s'agit seulement d'un exemple d'un système de commande haute puissance approprié, qui est dans la portée de la demande. A titre d'exemple mais sans restriction, le système d'exploitation peut comprendre au moins un élément parmi un redresseur commandé au silicium (SCR), un thyristor, un thyristor commandé par MOS (MCT) et un transistor bipolaire à grille isolée. Le système d'exploitation peut aussi être mis en oeuvre sous la forme d'un unique circuit intégré spécialisé, tel qu'un circuit ASIC, ayant une section de traitement principale ou centrale pour une commande globale au niveau système, et des sections séparées dédiées effectuant différentes combinaisons, fonctions et autres traitements spécifiques sous la commande de la section de traitement centrale. Les personnes ayant des compétences dans l'art comprendront que le système d'exploitation peut aussi être mis en oeuvre en utilisant divers circuits ou dispositifs électroniques séparés, spécialisés ou programmables, intégrés ou autres, tels que des circuits électroniques ou logiques matériels incluant des circuits à éléments discrets ou des dispositifs logiques programmables, tels que des circuits logiques programmables (PLD), des circuits logiques programmables par fusible (PAL), des réseaux logiques programmables (PLA) ou analogues. Le système d'exploitation peut aussi être mis en oeuvre en utilisant un ordinateur polyvalent convenablement programmé, tel qu'un microprocesseur ou microcontrôleur, ou un autre dispositif à processeur, tel qu'une unité centrale (CPU) ou unité centrale à microprocesseur (MPU), soit seul soit en combinaison avec un ou plusieurs dispositifs périphériques de traitement de données et de signaux. Globalement, on peut utiliser en tant que système d'exploitation n'importe quel dispositif ou dispositifs similaires sur lesquels un automate fini peut mettre en oeuvre l'organigramme logique 100. Comme représenté, une architecture de traitement distribué peut être préférable pour maximiser les possibilités et la vitesse de traitement de données/signaux. A une étape 102, une initialisation du champ d'écoulement est effectuée. Comme le comprendront les personnes ayant des compétences ordinaire dans l'art, une initialisation du champ d'écoulement peut être réalisée par n'importe quels procédés ou programmes de prédiction de performances de trajet de vapeur monodimensionnel (1D), quasi-bidimensionnel (quasi-2D) ou bidimensionnel (2D) conventionnels, tels que SXS, MFSXS ou d'autres programmes logiciels similaires. L'initialisation du champ d'écoulement suppose une détente à l'équilibre û c'est-à-dire un écoulement de vapeur "sèche" monophasique à travers les multiples rangées d'aubes de la turbine à vapeur. Ainsi, les paramètres opérationnels de la turbine à vapeur et l'hypothèse de détente à l'équilibre étant donnés, l'initialisation du champ d'écoulement fournira des valeurs initiales de pression, d'enthalpie (c'est-à-dire de température) et de vitesse à l'entrée et à la sortie de chaque rangée d'aubes, et une valeur de vitesse de détente initiale pour l'écoulement de vapeur à travers chaque rangée d'aubes de la turbine à vapeur. En utilisant les valeurs de pression initiales, on peut calculer une valeur initiale du sous-refroidissement AT de la vapeur, qui représente le différentiel de température entre la vapeur et la température de saturation correspondante (c'est-à-dire la température à laquelle la vapeur atteint la saturation) à la pression de vapeur locale, n'importe où dans le trajet de vapeur. A une étape 104, un calcul de nucléation est effectué. Le calcul de nucléation peut comprendre plusieurs calculs apparentés, culminant dans la détermination des pertes par nucléation dans la rangée d'aubes pertinente. En premier lieu, on détermine l'endroit où une nucléation spontanée se produit, c'est-à-dire la rangée d'aubes dans la turbine à vapeur dans laquelle une nucléation spontanée se produit en premier. Une rangée d'aubes est définie comme étant soit une rangée de tuyères soit une rangée d'aubes mobiles ou augets de turbine. Une turbine à vapeur peut avoir de multiples étages, qui contiennent chacun une rangée de tuyères suivie d'une rangée d'aubes mobiles. Comme décrit plus haut, à partir des données expérimentales au point de Wilson disponibles, on peut développer un graphe ou une fonction de transfert qui détermine le sous-refroidissement AT critique au point de Wilson requis pour une nucléation spontanée en fonction à la fois de la pression et de la vitesse de détente locales (voir la figure 3 et la description correspondante plus haut). En utilisant la valeur de pression initiale et la vitesse de détente initiale calculées à l'étape 102, on peut calculer un sous-refroidissement AT critique au point de Wilson pour chaque point le long du trajet d'écoulement à l'intérieur de la turbine. On peut ensuite comparer le sous-refroidissement AT critique au point de Wilson calculé à la valeur de sous- refroidissement AT initiale calculée. Lorsque la valeur de sous-refroidissement AT initiale est inférieure au sous- refroidissement AT critique au point de Wilson, aucune nucléation spontanée ne se produira. Au contraire, lorsque la valeur de sous-refroidissement AT initiale est supérieure ou égale au sous-refroidissement AT critique au point de Wilson, une nucléation spontanée se produira. Cette comparaison permet donc de déterminer la rangée d'aubes où une nucléation spontanée se produit. Par exemple, une turbine à vapeur conventionnelle peut avoir neuf étages et le calcul de nucléation peut déterminer qu'une nucléation spontanée se produit dans la rangée d'aubes mobiles de l'étage deux. Pour plus de clarté, cet exemple sera utilisé dans la suite de la description du procédé de détermination des pertes par humidité 100. En second lieu, le calcul de nucléation peut comprendre une détermination de la taille de gouttelette. Comme décrit plus haut, à partir des données expérimentales au point de Wilson disponibles, on peut développer un second graphe ou une seconde fonction de transfert qui constitue le moyen pour déterminer la taille moyenne de goutte en fonction à la fois de la pression et de la vitesse de détente locales (voir la figure 4 et la description correspondante plus haut). En utilisant la valeur de pression initiale et la vitesse de détente initiale, on peut calculer une taille de gouttelette à l'intérieur de la rangée d'aubes de nucléation. En troisième lieu, le calcul de nucléation peut comprendre une détermination du nombre de gouttes formées par nucléation spontanée, conformément aux procédés décrits plus haut. Ainsi, en poursuivant l'exemple précédent, on peut calculer la taille de goutte et le nombre de gouttes dans la rangée d'aubes où une nucléation se produit en premier û c'est-à-dire la rangée d'aubes mobiles de l'étage deux. En quatrième lieu, le calcul de nucléation peut comprendre une détermination de y, la fraction d'humidité, qui peut représenter la fraction d'humidité de l'écoulement mixte, c'est-à-dire le pourcentage de gouttelettes d'eau dans l'écoulement mixte de gouttelettes d'eau et de vapeur. Cela peut être effectué conformément aux procédés décrits plus haut. En cinquième et dernier lieu, le calcul de nucléation peut comprendre la détermination des pertes par nucléation dans la rangée d'aubes où une nucléation spontanée se produit en premier. Les pertes par nucléation pour la rangée d'aubes mobiles de l'étage deux peuvent donc être calculées conformément aux procédés décrits plus haut. L'exécution peut ensuite passer à une étape 106, à laquelle les conditions d'entrée pour la rangée d'aubes suivante peuvent être déterminées, ce qui, en poursuivant l'exemple précédent, signifierait déterminer les conditions d'entrée pour la rangée de tuyères de l'étage trois. Les conditions d'entrée peuvent comprendre PT (pression totale), HT (enthalpie totale), AT (sous-refroidissement), n (nombre de gouttelettes), d (diamètre des gouttes) et y (fraction d'humidité ou pourcentage d'eau par rapport à l'écoulement entier). La valeur PT peut être égale à la pression calculée à l'étape 102 d'initialisation du champ d'écoulement pour la position d'entrée de la rangée d'aubes courante. La valeur HT peut être égale à l'enthalpie calculée à l'étape 102 d'initialisation du champ d'écoulement pour la position d'entrée de la rangée d'aubes courante. AT, qui représente le différentiel de température entre la vapeur et les gouttelettes d'eau, est supposé être nul à l'entrée de la rangée d'aubes qui suit la rangée d'aubes dans laquelle une nucléation spontanée se produit en premier, car comme le comprendront les personnes ayant des compétences ordinaires dans l'art, le différentiel de température entre la vapeur et les gouttelettes d'eau est négligeable immédiatement après une nucléation spontanée. On notera ici que si la rangée d'aubes ne suit pas directement la rangée d'aubes de nucléation, AT peut avoir une valeur non nulle. Les autres conditions d'entrée û n, d et y û peuvent être égales aux valeurs déterminées plus haut dans le calcul de nucléation. Ainsi, en poursuivant l'exemple, les conditions d'entrée en termes de nombre de gouttes, taille de goutte et fraction d'humidité pour la rangée de tuyères de l'étage trois peuvent être égales aux valeurs calculées pour la rangée d'aubes mobiles de l'étage deux. A une étape 108, avec les conditions d'entrée déterminées, les pertes par sursaturation à travers la rangée de tuyères de l'étage trois peuvent être calculées. Comme indiqué, le sous-refroidissement AT est supposé être nul à l'entrée de la rangée de tuyères de l'étage trois. Toutefois, à mesure que l'écoulement se détend à travers la rangée de tuyères de l'étage trois, un différentiel de température apparaît entre les gouttelettes d'eau et la vapeur. C'est ce différentiel de température croissant qui provoque une variation d'entropie et une réduction du rendement de la turbine, indiquée par les pertes par sursaturation. Comme indiqué plus haut, on peut utiliser une approche semi-analytique développée dans "Semi-Analytical Techniques for investigating Thermal Non-Equilibrium Effects in Wet Steam Turbines" de J.B. Young, 1984, Int. J. Heat & Fluid Flow, 5, pages 81-91, pour déterminer le sous-refroidissement AT et les pertes de rendement résultantes. Cette approche comprend l'utilisation des équations suivantes: AT = AToeùt� T +tiTFP(l ù eùt� T ) Y ùYo= (1 Y)Cpg [(AT, ùAT)+FPt] hfg (1 Y)Cpg A STE = T 2 s AT2 (1ù eù2t"T )+tiTFPAT(l ù eùt"T )2 ù 2(1ù e-tltiT )+ -1(l ù eù2titiT ) 2 dans lesquelles: y est la fraction d'humidité de la vapeur, ATX est le sous-refroidissement, A5TE représente les pertes thermodynamiques correspondantes, ATo est le sous-refroidissement excessif initial de la vapeur, yo est la fraction d'humidité initiale, a est le coefficient de dilatation thermique de la vapeur, hfg est la chaleur latente, C est la chaleur spécifique du mélange, tT est le temps de relaxation thermique. A une étape 110, le dépôt de gouttes peut être déterminé pour la rangée de tuyères de l'étage trois. La quantité d'eau qui se dépose sur les profils des tuyères de cette rangée peut donc être calculée conformément à l'approche décrite plus haut. A une étape 112, un calcul de gouttes secondaires peut être effectué, conformément à l'approche décrite plus haut. Ce calcul déterminera le nombre et la taille des gouttes secondaires formées au niveau du bord de fuite de la rangée d'aubes courante en résultat du dépôt d'eau sur la rangée de tuyères de l'étage trois. A une étape 114, les pertes mécaniques associées aux gouttes secondaires peuvent être calculées pour la rangée de tuyères de l'étage trois. En poursuivant l'exemple précédent, comme il s'agit d'une rangée de tuyères (c'est-à-dire, d'une partie statique), il n'y aura pas de pertes ni par pompage ni par freinage. Ces types de pertes apparaissent seulement sur des rangées d'aubes mobiles. Les pertes par traînée, qui décrivent les pertes associées à l'écoulement accélérant les gouttes secondaires lorsque les gouttes sont arrachées de la tuyère, peuvent être calculées conformément à l'approche décrite plus haut. A une étape 116, n (nombre de gouttelettes), d (diamètre des gouttes), y (fraction d'humidité ou pourcentage d'eau par rapport au débit total) à la sortie de la rangée d'aubes courante (et donc à l'entrée de la rangée d'aubes suivante) peuvent être mis à jour. En poursuivant l'exemple précédent, avec ces valeurs mises à jour, le procédé peut retourner à l'étape 106 pour le calcul des pertes par sursaturation et mécaniques pour la rangée d'aubes suivante, qui serait la rangée d'aubes mobiles pour le troisième étage. On notera qu'on ne supposera pas que la valeur de sous-refroidissement AT à l'entrée de la rangée d'aubes mobiles du troisième étage est égale à zéro (car il ne s'agit pas de la rangée d'aubes suivante après nucléation spontanée). Au contraire, on utilisera la valeur de sous-refroidissement AT calculée à l'étape 108 de calcul des pertes par sursaturation pour la rangée d'aubes précédente. En outre, comme la rangée d'aubes courante est une rangée d'aubes mobiles, des pertes par freinage et par pompage seront calculées, sur la base du dépôt de gouttes secondaires sur les aubes mobiles. Le procédé de détermination des pertes par humidité 100 décrira ensuite des cycles entre l'étape 106 et l'étape 116 jusqu'à ce que les pertes par sursaturation et mécaniques aient été calculées pour toutes les rangées d'aubes en aval de la rangée d'aubes de nucléation. Les trois composantes des pertes par humidité, à savoir les pertes par nucléation, les pertes par sursaturation et les pertes mécaniques, auront donc été calculées pour tous les étages de la turbine à vapeur. Une fois que le procédé a calculé les pertes par sursaturation et mécaniques pour les rangées d'aubes en aval, l'exécution peut passer à une étape 118. Dans certaines formes de réalisation, comme représenté sur la figure 7, le procédé peut retourner à l'étape 102 peut lancer un processus itératif pour des résultats plus précis. Si c'est le cas, l'initialisation du champ d'écoulement peut être de nouveau effectuée dans un second passage avec les pertes par humidité calculées au premier passage. Le champ d'écoulement calculé à l'étape 102 à partir de ce deuxième passage peut ensuite être utilisé pour calculer de nouveau les pertes par humidité comme cela a été effectué au premier passage. Des itérations supplémentaires peuvent être effectuées si nécessaire jusqu'à ce que les valeurs des pertes par humidité convergent, ce qui se produira généralement en 3-10 passages. De cette manière, les pertes par humidité dans des turbines à vapeur fonctionnant dans des conditions de vapeur humide peuvent être prédites de manière précise et efficace, ce qui peut être un outil utile dans la conception de turbines à vapeur plus efficaces. REVENDICATIONS 1. Procédé pour calculer les pertes par humidité dans une turbine à vapeur fonctionnant dans des conditions de vapeur humide, le procédé comprenant les étapes consistant à: en supposant une détente à l'équilibre, calculer une initialisation du champ d'écoulement pour déterminer des valeurs de pression initiales, une vitesse de détente initiale, des valeurs de vitesse initiales au niveau d'une entrée et d'une sortie de chacune d'une pluralité de rangées d'aubes dans la turbine à vapeur, et des valeurs d'enthalpie initiales à travers chacune de la pluralité de rangées d'aubes dans la turbine à vapeur; en utilisant les valeurs de pression initiales, les valeurs de vitesse initiales et les valeurs d'enthalpie initiales, calculer une valeur de sous- refroidissement AT initiale à travers chacune de la pluralité de rangées d'aubes de la turbine à vapeur; calculer une valeur de sous-refroidissement AT critique au point de Wilson à travers chacune de la pluralité de rangées d'aubes de la turbine à vapeur requise pour qu'une nucléation spontanée se produise sur la base de la valeur de pression initiale et de la vitesse de détente initiale; et comparer les valeurs de sous-refroidissement AT initiales aux valeurs de sous-refroidissement AT critique au point de Wilson pour déterminer où une nucléation spontanée se produit à travers la pluralité de rangées d'aubes de la turbine à vapeur. 2. Procédé selon la revendication 1, dans lequel l'étape de calcul du sous-refroidissement AT critique au point de Wilson comprend les étapes consistant à: développer une première fonction de transfert, la première fonction de transfert étant obtenue en utilisant au moins une pluralité de valeurs mesurées de sous- refroidissement AT critique au point de Wilson provenant de données expérimentales disponibles et en corrélant la valeur de sous-refroidissement AT critique au point de Wilson en fonction d'une vitesse de détente au point de Wilson et d'une valeur de pression au point de Wilson; et calculer la valeur de sous-refroidissement AT critique au point de Wilson avec la première fonction de transfert en utilisant la vitesse de détente initiale en tant quevitesse de détente au point de Wilson et la valeur de pression initiale en tant que valeur de pression au point de Wilson. 3. Procédé selon la revendication 2, dans lequel les valeurs mesurées de sous-refroidissement AT critique au point de Wilson provenant des données expérimentales disponibles comprennent au moins une des sources décrites dans la présente à propos de la figure 2. 4. Procédé selon la revendication 2, dans lequel la première fonction de transfert comprend les mêmes relations entre la valeur de sous-refroidissement AT critique au point de Wilson, la vitesse de détente au point de Wilson et la valeur de pression au point de Wilson que celles représentées sur la figure 3. 5. Procédé selon la revendication 4, dans lequel la première fonction de transfert fournit une relation directe entre la valeur de sous-refroidissement AT critique au point de Wilson et la vitesse de détente au point de Wilson. 6. Procédé selon la revendication 1, dans lequel l'étape de comparaison de la valeur de sous-refroidissement AT initiale au sous-refroidissement AT critique au point de Wilson pour déterminer où une nucléation spontanée se produit à travers la pluralité de rangées d'aubes de la turbine à vapeur comprend: la détermination du fait qu'une nucléation spontanée ne se produit pas dans l'une des rangées d'aubes si la valeur de sous-refroidissement AT initiale est inférieure au sous-refroidissement AT critique au point de Wilson; et la détermination du fait qu'une nucléation spontanée se produit dans l'une des rangées d'aubes si la valeur de sous-refroidissement AT initiale est supérieure au sous-refroidissement AT critique au point de Wilson. 7. Procédé selon la revendication 1, comprenant en outre l'étape de calcul d'une taille moyenne de gouttelette dans la rangée d'aubes où une nucléation spontanée se produit. 8. Procédé selon la revendication 7, dans lequel l'étape de calcul de la taille moyenne de gouttelette dans la rangée d'aubes où une nucléation spontanée se produit comprend les étapes consistant à:développer une seconde fonction de transfert, la seconde fonction de transfert étant obtenue en utilisant au moins une pluralité de tailles de gouttelette mesurées provenant de données expérimentales disponibles et en corrélant la taille moyenne de gouttelette en fonction d'une vitesse de détente au point de Wilson et d'une valeur de pression au point de Wilson; et calculer la taille moyenne de gouttelette avec la seconde fonction de transfert en utilisant la vitesse de détente initiale en tant que vitesse de détente au point de Wilson et la valeur de pression initiale en tant que valeur de pression au point de Wilson. 9. Procédé selon la revendication 8, dans lequel les tailles de gouttelette lo mesurées provenant des données expérimentales disponibles comprennent au moins une des sources décrites dans la présente à propos de la figure 2. 10. Procédé selon la revendication 8, dans lequel la seconde fonction de transfert comprend les mêmes relations entre la taille moyenne de gouttelette, la vitesse de détente au point de Wilson et la valeur de pression au point de Wilson que celles 15 représentées sur la figure 4.