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CONSERVATOIRE NATIONAL DES ARTS ET METIERS

PARIS

MEMOIRE

Présenté en vue d’obtenir

le DIPLOME D’INGENIEUR CNAM

en

CHIMIE INDUSTRIELLE – GENIE DES PROCEDES

Par

Sébastien ARTOUS

Définition des caractéristiques techniques, réalisation et qualification du banc d’essais CATFISH

(Caractérisation AnalyTique de la FIltration Sous Humidité)

Soutenu le 18 novembre 2005

JURY

PRESIDENT : Mme C. PORTE Professeur à la Chaire de Chimie Industrielle - Génie des Procédés du CNAM

MEMBRES : M. L. BOUILLOUX Chef du Laboratoire d'Expérimentations en Confinement, Epuration et Ventilation de l’IRSN

Mme M. DEBACQ-LAPASSAT Maître de Conférences à la Chaire de Chimie Industrielle - Génie des Procédés du CNAM

M J.l. HAVET Maître de Conférences à la Chaire de Chimie Industrielle - Génie des Procédés du CNAM

M. J.C. LABORDE Chef du Service d’Etudes et de Recherches en Aérodispersion des polluants et en Confinement de l’IRSN

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Définition des caractéristiques techniques, réalisation et qualification du banc d’essais CATFISH

Mémoire d’ingénieur C.N.A.M., Paris 2005

La contribution des filtres à Très Haute Efficacité (filtres THE) au maintien du confinement des substances radioactives dans une installation nucléaire est essentielle dans la mesure où ils assurent le piégeage des aérosols, principaux constituants des sources de contamination. A ce titre, de nombreuses études ont été entreprises afin de caractériser le comportement des filtres THE, en termes d’efficacité de filtration et d’évolution du colmatage. Néanmoins, à ce jour, aucune base de données n’a été établie à partir d’études relatives au colmatage des filtres plissés à petits plis sous humidité, qui représentent l’essentiel des filtres utilisés dans les installations nucléaires françaises. En conséquence l’IRSN s’est doté d’un banc d’essais destiné à la Caractérisation AnalyTique de la FIltration Sous Humidité (CATFISH), dont l’objectif est d’acquérir des données expérimentales sur la filtration, en termes de colmatage et d’efficacité de filtration, dans des conditions opératoires parfaitement maîtrisées. Cette étude présente dans une première partie le dimensionnement de l’installation. Elle décrit chaque équipement important pour le fonctionnement du banc et leur intégration en un ensemble fonctionnel. La seconde partie illustre la phase de qualification de l’installation. Elle présente la vérification des performances de l’instrumentation, les propriétés de l’effluent au niveau du filtre THE et les moyens mis en œuvre pour piloter l’installation. L’installation CATFSIH permet ainsi de véhiculer sur le filtre expérimental un débit d’air de 30 à 200 m3.h-1 pour des températures comprises entre 8 °C et 100 °C. La plage d’humidité s’étend quant à elle de 9 % à 8 °C jusqu’à 76 % à 90 °C, ce qui correspond à un rapport de mélange de 0,6 à 688 g d’eau.(kg d’air sec)-1.

Mots clés :

banc d’essais – filtration THE – colmatage – séchage – humidité – instrumentation – supervision

Keywords :

test bench – HEPA filter – mass loading – drying – humidity – instrumentation – monitoring

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Sommaire

SOMMAIRE .............................................................................................................................. 3

REMERCIEMENTS .................................................................................................................. 5

NOMENCLATURE................................................................................................................... 6

ABREVIATIONS ...................................................................................................................... 8

INTRODUCTION...................................................................................................................... 9

LE CONFINEMENT DANS LES INSTALLATIONS NUCLEAIRES ................................. 11

1. Un risque spécifique..................................................................................................... 11

2. Confinement statique.................................................................................................... 12

3. Confinement dynamique .............................................................................................. 13

DIMENSIONNEMENT........................................................................................................... 17

4. Définition des performances du banc d’essais ............................................................. 17

5. Production de l’effluent................................................................................................ 19 5.1. Séchage de l’air ........................................................................................................ 19 5.2. Abaissement de la température de l’air .................................................................... 23 5.3. Elévation de la température de l’air ......................................................................... 24 5.4. Humidification de l’air ............................................................................................. 24 5.5. Transport de l’effluent.............................................................................................. 26

6. Dimensionnement du réseau de ventilation ................................................................. 27 6.1. Régime d’écoulement............................................................................................... 27 6.2. Schéma de principe du banc..................................................................................... 28 6.3. Pertes de charge........................................................................................................ 36 6.4. Isolation thermique................................................................................................... 37 6.5. Dimensionnement de la zone de production d’aérosols........................................... 40

7. Contrôle du procédé ..................................................................................................... 41 7.1. Acquisition de données ............................................................................................ 41 7.2. Transmetteurs ........................................................................................................... 42 7.3. Régulation ................................................................................................................ 51

8. Bilan ............................................................................................................................. 54

QUALIFICATION................................................................................................................... 55

9. Mode de fonctionnement de l’installation.................................................................... 55

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10. Qualification de l’instrumentation ............................................................................... 56 10.1. Mesures de température ....................................................................................... 56 10.2. Mesures de l’humidité .......................................................................................... 56 10.3. Mesures de pression ............................................................................................. 57 10.4. Mesures de débit................................................................................................... 58

11. Propriétés de l’effluent ................................................................................................. 59 11.1. Filtration de l’effluent .......................................................................................... 59 11.2. Séchage et refroidissement de l’air ...................................................................... 59 11.3. Elévation de la température de l’air ..................................................................... 60 11.4. Humidification de l’air ......................................................................................... 61 11.5. Transport de l’effluent.......................................................................................... 63

12. Contrôle du procédé ..................................................................................................... 65 12.1. Supervision........................................................................................................... 65 12.2. Acquisition de données ........................................................................................ 70 12.3. Traitement des données........................................................................................ 71

13. Essais de démonstration ............................................................................................... 72

14. Bilan ............................................................................................................................. 75

CONCLUSION ........................................................................................................................ 76

REFERENCES BIBLIOGRAPHIE ......................................................................................... 78

TABLES DES ANNEXES....................................................................................................... 80

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Remerciements Les travaux relatifs au présent mémoire ont été effectués à l'Institut de Radioprotection et de Sûreté Nucléaire sous la direction de Monsieur L. BOUILLOUX. Qu'il trouve ici l'expression de mes profonds remerciements pour la confiance qu'il m'a témoignée en me proposant cette étude. J'exprime mes plus vifs remerciements à Monsieur A. DELACROIX président de la chaire de Chimie Industrielle - Génie des Procédés du Conservatoire National des Arts et Métiers et à l’ensemble des enseignants de la chaire pour leur accueil et leur disponibilité au cours de ces cinq dernières années. Je remercie vivement Monsieur J.C. LABORDE, chef du Service d’études et de recherches en aérodispersion des polluants et en confinement pour son aide et sa confiance qui m'ont permis de réaliser cette installation dans les meilleures conditions. Je remercie particulièrement Madame M. DEBACQ-LAPASSAT pour ses conseils et son suivi attentif de mes travaux. Je remercie également toutes les personnes du SERAC qui ont un jour ou l'autre de près ou de loin collaboré à ce travail. Je remercie particulièrement Monsieur O. NORVEZ pour son soutien et son aide technique au cours de ces deux dernières années. Enfin je remercie vivement Frédérique SALOMON pour ses relectures, sa patience, ses encouragements et son soutien qui ne se sont en aucun moment démentis.

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Nomenclature

Symboles Paramètres Unités

β Rapport des diamètres -

θ, θi, θe, θf Température de l’air, interne, externe,

interne finale °C

ρg Masse volumique du gaz kg.m-3

λ Coefficient de frottement -

λn Coefficient de conductivité W.(m.K)-1

Cp Capacité thermique massique à

pression constante J.kg-1.K-1

D, Di, Dc, Dn+1, Dn, De

Diamètre de la canalisation, intérieur, extérieur, et des diverses couches de

calorifuge m

dh Diamètre hydraulique m

e' Pression partielle de la vapeur d’eau dans l’air Pa

ec Epaisseur de calorifuge m

ew Pression de vapeur saturante pour une

surface plane en phase pure Pa

h, hi, he Coefficient d’échange superficiel,

interne, externe W.(m2.K)-1

K Coefficeint d’étalonnage du diaphragmme m2

k Coefficient global de transmission par mètre de tuyauterie W.(m.K)-1

Lc Longueur de la canalisation m

Ma Masse molaire de l’air sec g.mol-1

Mv Masse molaire de la vapeur d’eau g.mol-1

n Nombre de moles mol

na Nombre de moles d’air mol

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Symboles Paramètres Unités

nv Nombre de moles de vapeur mol

PT Pression totale Pa

Ps Pression vapeur saturante Pa

Qv Débit volumique m3.h-1

q Déperdition unitaire linéique W.m-1

R Constante des gaz parfait J.mol-1.k-1

r Rapport de mélange g eau.(kg d’air sec)-1

Re Nombre de Reynolds -

s Surface m2

T Température °C

Td Température du point de rosée °C

u Vitesse du fluide m.s-1

Uw Humidité relative %

v Volume m3

∆P Perte de charge du filtre Pa

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Abréviations CNC : Compteur à Noyau de Condensation CTA : Centrale de Traitement d’Air DMA : Differential Mobility Analyser HART : Highway Adressable Remote Transducer IRSN : Institut de Radioprotection et de Sûreté Nucléaire LECEV : Laboratoire d'Expérimentations en Confinement, Epuration et Ventilation OPC : Optical Particulate Counting SERAC : Service d’Etudes et de Recherches en Aérodispersion des polluants et en Confinement STARMANIA : Station pour les Transferts Aérauliques et les Résistances Mécaniques Appliquée aux Nuisances Incidentelles et Accidentelles TEOM : Tapered Element Oscillating Microbalance THE : Très Haute Efficacité

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Introduction Toutes les installations nucléaires présentent un risque particulier car elles contiennent toutes des quantités plus ou moins importantes de matière radioactive. Face à ce risque, une organisation au niveau national est en place. Dans l’organisation de la sûreté nucléaire française, la mission de l’I.R.S.N est de réaliser des recherches et des évaluations dans les domaines suivants :

la sûreté nucléaire, la protection contre les rayonnements ionisants, le contrôle et la protection des matières nucléaires, la protection contre les actes de malveillance.

A ce titre, l’IRSN développe des programmes de recherche visant à améliorer les connaissances des performances de confinement des substances radioactives dans les installations. Pour atteindre ses objectifs, il lui faut étudier plusieurs paramètres et notamment le comportement des réseaux de ventilation, véritables barrières de confinement. Les filtres plissés Très Haute Efficacité (THE) sont un élément sensible de la sûreté d’un réseau de ventilation. En effet, ils constituent, en situation nominale de fonctionnement d’une installation comme en cas de développement d’une situation accidentelle, la barrière ultime avant un rejet éventuel dans l’atmosphère des effluents chargés de particules radioactives. La caractérisation du comportement des filtres se fait essentiellement par la détermination de leur perte de charge et de leur efficacité de collecte des particules. Ces deux grandeurs sont fonction :

des caractéristiques de l’aérosol susceptible de colmater le filtre (nature, granulométrie,…), des conditions aérauliques (vitesse de filtration, température, humidité,…), des caractéristiques du filtre (compacité, diamètre des fibres,…).

A l’heure actuelle, en dehors des études appliquées à un scénario particulier, l’élaboration d’un modèle global de colmatage des filtres par les aérosols produits se heurte au manque de données analytiques concernant des phénomènes spécifiques comme l’humidité ou l’hygroscopie des aérosols. En effet, bien que des études aient été entreprises pour caractériser l’effet de l’humidité sur le colmatage de médias filtrants plans ou de filtres plissés, les conclusions de ces recherches ne permettent pas d’établir un modèle applicable aux filtres THE à petits plis [ 1 ]. Or cette technique de plissage est mise en œuvre dans les filtres industriels équipant les installations nucléaires françaises. De plus, outre l’amélioration des connaissances de base, les phénomènes d’hygroscopie constituent une préoccupation importante des autorités de sûreté. En effet, la caractérisation du comportement de filtres THE lors du développement d’une situation accidentelle (brèche sur une tuyauterie avec relâchement de vapeur, forte humidité dans les locaux d’une piscine d’entreposage de combustible, forte humidité liée au développement ou à l’extinction d’un feu…) représente un enjeu important pour le processus d’amélioration du niveau de sûreté des installations.

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En conséquence, l’IRSN a décidé de se doter d’un banc d’essais destiné à caractériser de façon analytique la filtration sous humidité. Le banc CATFISH, pour Caractérisation AnalyTique de la FIltration Sous Humidité, devra produire, contrôler et enregistrer les paramètres environnementaux influant sur la filtration THE. Après une présentation du contexte du projet, l’étape de dimensionnement établira les propriétés individuelles de chaque équipement et leur intégration en un ensemble fonctionnel. Par la suite l’étape de qualification du banc, phase de caractérisation du système CATFISH, fournira l’état de référence de l’installation et son domaine de fonctionnement. Enfin une première série expérimentale, sur des filtres THE, validera l’installation dans son ensemble avant de mettre l’installation en exploitation dans le cadre de travaux de recherche.

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Le confinement dans les installations nucléaires

1. Un risque spécifique Les installations nucléaires présentent un risque spécifique car elles contiennent, par définition, des quantités plus ou moins importantes de produits radioactifs. Ces produits peuvent provoquer l’exposition d’individus, de populations ou de l’environnement, aux rayonnements ionisants et à leurs effets. Des méthodes et concepts sont développés et utilisés dans l’industrie nucléaire pour assurer à cette activité un niveau de sûreté satisfaisant. La sûreté est le résultat d’un ensemble de dispositions techniques et organisationnelles prises à tous les stades de la vie d’une installation, pour que son fonctionnement et son existence même, présentent des risques suffisamment faibles pour être jugés acceptables, pour le personnel, le public et l’environnement [ 2 ]. Il faut donc à la fois :

assurer des conditions de fonctionnement normal de l’installation qui ne provoquent ni radio-exposition excessive des travailleurs, ni rejet d’activité importante, prévenir les incidents et accidents, limiter les effets sur les travailleurs, les populations et l’environnement d’incidents et

d’accidents qui surviendraient néanmoins. Le maintien de la sûreté d’une installation se traduit par des dispositions touchant aussi bien l’exploitation que la conception, la construction ou l’arrêt définitif. Afin de développer les dispositions de prévention adéquates, il est nécessaire d’étudier le risque de transfert de contaminant qui regroupe deux notions : la fréquence ou probabilité de l’apparition de l’accident et l’importance des dommages ou conséquences du sinistre. Cette analyse du risque est essentiellement effectuée par deux méthodes complémentaires [ 3 ]:

une méthode probabiliste, une méthode déterministe.

La méthode probabiliste apprécie l’importance du risque en fonction de l’évaluation du couple probabilités-conséquences. Ainsi, le risque sera jugé d’autant plus élevé que la probabilité d’apparition est forte et que le niveau de conséquences est important. Cette méthode d’analyse consiste donc à évaluer le couple probabilités-conséquences pour l’ensemble de l’installation et à définir les zones où les mesures de protection envisagées sont insuffisantes (Figure 1). Cependant, elle se révèle d’une application extrêmement lourde, engendrant des interprétations souvent délicates.

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Figure 1 : Diagramme de Farmer

La méthode déterministe prend comme hypothèse initiale que toute installation est soumise à un risque et qu’il faut prendre des dispositions de protection en fonction des conséquences. Dans les installations nucléaires, l’analyse déterministe est préconisée. En effet, la priorité de la sûreté peut imposer des précautions particulières de protection, de détection, et de moyens d’intervention dans les locaux où le risque paraît peu probable mais où ses conséquences seraient particulièrement graves. Ainsi, la sûreté nucléaire définit une spécificité du risque de transfert de contamination qui conduit à orienter l’ensemble du dispositif de protection vers le maintien de l’intégrité des fonctions de sûreté tout en assurant la sécurité des personnes. Ces fonctions de sûreté sont assurées par la constitution d’un confinement dont le rôle est de limiter :

l’irradiation des personnes, la dispersion dans l’environnement de gaz et d’aérosols radioactifs, les conséquences d’une agression interne, comme un incendie, les conséquences d’une agression externe comme le risque sismique.

Il existe un confinement statique qui comprend les éléments et la disposition de l’installation (boîtes à gants, murs…) et un confinement dynamique assuré par un réseau de ventilation. Ce dernier permet l’établissement d’une cascade de dépressions depuis le milieu extérieur vers les zones contenant les éléments radioactifs, en utilisant des débits appropriés d’extraction et de soufflage de l’air.

2. Confinement statique Les différents éléments de confinement statique répondent à un double objectif :

éviter le transfert de contaminant en fonctionnement normal, limiter le transfert de contaminant en fonctionnement dégradé ou accidentel.

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Les organes statiques en place dans l’installation cherchent donc à répondre à deux objectifs. Le premier objectif est la protection du personnel, notamment en termes de radioprotection : l’enjeu est de limiter de manière optimum la quantité de rayonnement que pourrait subir un opérateur et de confiner les substances actives. Le second objectif est d’assurer sa fonction en situation accidentelle pour minimiser les conséquences de l’accident sur la dégradation du niveau de sûreté. Dès la conception, une succession de barrières concentriques et isolées entre elles sépare la source de l’environnement. La Figure 2 illustre le zonage dit « zonage radioprotection » où les différentes zones sont délimitées en fonction du débit de dose émis. A ce zonage est également associé un zonage dit « zonage confinement » dans lequel intervient également l’activité volumique des radionucléides en suspension dans l’air [ 4 ].

Figure 2 : Schéma des différentes barrières statiques

Les barrières statiques sont constituées par des obstacles matériels, comme les parois du procédé, les parois des cellules, des boîtes à gants, des locaux. Néanmoins, ces barrières doivent être traversées par les conduits de fluides et il faut prévoir des ouvertures (obturateurs, portes, trappes…) ou au minimum l’entrée ou la sortie du procédé. La barrière statique n’est donc pas continue. Pour suppléer l’insuffisance d’étanchéité des barrières physiques, le confinement dynamique est ainsi mis en place.

3. Confinement dynamique Le confinement dynamique vise à obtenir, grâce aux systèmes de ventilation, une reprise des fuites inhérentes aux défauts de confinement statique, et à les canaliser en imposant une cascade de dépressions des zones les moins contaminées vers les zones les plus contaminées.

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Vis-à-vis de l’environnement, le confinement dynamique permet [ 4 ] :

d’éviter les rejets incontrôlés, de canaliser les effluents gazeux sur des dispositifs appropriés (filtres à aérosols,

dispositif d’épuration de gaz) pour les épurer. A l’intérieur de l’installation, le confinement dynamique permet :

de garantir la non-dissémination dans les locaux non contaminables, en confinant la contamination au plus près de la source, de limiter les conséquences pour ce qui concerne l’exposition externe (irradiation ou

contamination surfacique du personnel), de limiter les conséquences pour ce qui concerne l’exposition interne (contamination

du personnel). Le réseau de ventilation doit permettre le maintien du confinement en situation normale comme en situation accidentelle. Ainsi, le réseau de ventilation est élaboré selon deux grands principes de la sûreté nucléaire : la redondance et l’indépendance. La redondance signifie que deux équipements assureront la protection d’un risque identifié comme critique pour l’installation. Le principe de redondance se traduit par l’installation, par exemple de deux ventilateurs d’extraction sur un réseau de ventilation. L’indépendance est la garantie de fonctionnement du second ventilateur indépendamment d’un dysfonctionnement éventuel du premier. Par exemple, si l’alimentation du premier ventilateur s’effectue par le réseau électrique le second pourra être alimenté par un groupe électrogène. La Figure 3 schématise le réseau de principe de ventilation d’une installation nucléaire. Il existe deux réseaux principaux de ventilation pour maîtriser les transferts de contamination. Tout d’abord, la ventilation procédé dont le but est le piégeage au plus près de la source de la contamination. Ensuite, la ventilation des locaux basée sur un soufflage d’air propre et l’extraction de l’air vicié qui permet, par dilution d’air, de ramener la concentration de contamination à un niveau acceptable et homogène dans le local. En outre la ventilation des locaux permet de suppléer à un éventuel défaut de la ventilation procédé. [ 5 ] Outre les registres d’équilibrage et les clapets coupe-feu présents sur les gaines de soufflage et d’extraction d’air, le réseau est équipé d’un dispositif de filtration utilisant des filtres à très haute efficacité (THE). Dans un souci d’indépendance, le dernier niveau de filtration se situe sur la gaine d’extraction générale commune à plusieurs locaux. En cas de rupture du premier niveau de filtration due au colmatage des filtres par des aérosols ou à la température élevée des gaz suite à un incendie, le dernier niveau sera protégé par l’effet de dilution des gaz provenant des autres cellules.

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Soufflage Extraction

Légende :

Ventilateur

Batterie chaude

Batterie froide

Filtre THE

Registre d’équilibrage

Réseau d’ambiance

Réseau d’extraction procédé

Dernier niveau de filtration

premier niveau de filtration (éventuel)

Local

Procédé

Figure 3 : Schéma d'un réseau de ventilation d'une installation nucléaire

Le filtre constitue donc la dernière barrière avant rejet à l’atmosphère. La connaissance des paramètres influant sur l’efficacité d’un filtre en fonctionnement nominal et accidentel représente donc un enjeu stratégique pour la sûreté de l’installation. Nous pouvons classer les paramètres influents en trois familles [ 6 ] :

les caractéristiques du filtre, les caractéristiques des particules et aérosols que collecte le filtre, les conditions thermo-aérauliques du gaz porteur.

La recherche bibliographique réalisée précédemment [ 1 ] montre que les études du colmatage des filtres THE à fibres ont principalement été menées selon une approche analytique destinée à l’élaboration de modèles prédictifs. Les premières études ont été réalisées sur le médium filtrant indépendamment de la conception des filtres THE industriels (plissage du médium filtrant en particulier). Les résultats de ces essais de colmatage du médium filtrant THE plan ont mis en évidence les principaux paramètres influents en jetant, dans le même temps, les bases de la théorie de la filtration dynamique, caractérisant la phase de colmatage du filtre par accroissement de la perte de charge. La nature de l’aérosol et l’état de la matière constituant l’aérosol (particules solides ou gouttelettes) sont des données fondamentales. Ainsi, des comportements spécifiques ont été observés tels que la formation de dendrites puis d’un gâteau pour les particules solides, ou de vésicules puis d’un film liquide pour les gouttelettes.

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Ces comportements sont responsables d’évolutions particulières de la perte de charge et de l’efficacité du médium filtrant. A partir de la connaissance des phénomènes mis en jeu sur le médium filtrant plan, des recherches ont ensuite été effectuées sur des filtres THE industriels plissés. Ces études ont permis d’établir les différentes phases du colmatage. La vie d’un filtre industriel se compose, pour un colmatage par des particules solides, d’une phase de filtration en profondeur suivie d’une filtration en surface et enfin d’une phase de réduction de la surface de filtration qui s’associe à la filtration en surface. L’acquisition de données supplémentaires sur le développement de situations accidentelles (brèche sur une tuyauterie avec relâchement de vapeur, forte humidité dans les locaux contenant une piscine d’entreposage, forte humidité liée au développement ou à l’extinction provoquée d’un feu, …) constitue une des préoccupations actuelles de la sûreté nucléaire. Il apparaît, en effet, que les phénomènes d’humidité et d’hygroscopie des aérosols font partie intégrante de la caractérisation du comportement de filtres THE. La recherche bibliographique sur l’hygroscopie des aérosols montre que l’interaction entre l’eau du milieu et une particule peut conduire à la formation de gouttes d’eau dans un laps de temps très bref. Le changement d’état dépend de la nature physico-chimique du polluant. Le point de déliquescence, spécifique de l’aérosol, constitue alors la donnée fondamentale caractérisant l’hygroscopie de la particule. En outre, la concentration en polluant influerait de manière importante sur le taux de croissance des gouttes. Les recherches sur le colmatage des filtres plan sous humidité ont établi les principaux mécanismes de transfert entre l’air et le médium filtrant. La sorption, la condensation et la filtration liquide composent ces mécanismes. De plus, elles montrent une influence de l’humidité relative sur le colmatage du filtre, quelle que soit la gamme, pour des particules hygroscopiques ou non. Néanmoins, un certain nombre de contradictions demeure quant à l’interprétation des phénomènes physiques mis en jeu. Les travaux sur les filtres industriels permettent de valider certaines observations réalisées sur les filtres plans. Notamment le brusque accroissement de la résistance aéraulique du filtre, lorsque l’humidité du milieu dépasse le point de déliquescence du polluant, est confirmé. Néanmoins les résultats obtenus sont difficilement applicables aux filtres industriels implantés dans les installations nucléaires françaises. En effet, ces dernières sont quasiment toutes équipées de filtres à petits plis (hauteur d’un pli environ 30 mm) tandis que les données expérimentales acquises jusqu’à ce jour concernent essentiellement des filtres à plis profonds (hauteur d’un pli environ 290 mm). A ce jour, aucune base de données n’a été établie à partir d’études relatives au colmatage des filtres plissés à petits plis sous humidité. Il apparaît donc judicieux de construire, mettre en place un banc d’essais sur la filtration sous humidité par différents aérosols, dans des conditions opératoires parfaitement maîtrisées. En effet, la collecte de données est indispensable à la compréhension des phénomènes de filtration mis en jeu, afin d’aboutir éventuellement à leur modélisation. La phase de dimensionnement de l’installation CATFISH a ainsi été lancée en septembre 2003.

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Dimensionnement

4. Définition des performances du banc d’essais Pour obtenir les performances requises sur une installation non conventionnelle comme le banc d’essais CATFISH, un certain nombre de règles de dimensionnement a été suivi : [ 7 ]

les performances nominales des équipements ont été systématiquement considérées comme inférieures aux performances données par le constructeur, les essais de performances de l’installation ont été réalisés dans des conditions plus

poussées que dans les scénarios d’études, les possibilités d’évolution des paramètres sont aussi larges qu’il est économiquement

envisageable, la modularité et la capacité d’évolution du banc pour tester des équipements différents

de ceux prévus initialement, ont été envisagées. Le banc offre la possibilité, à l’échelle du laboratoire, de contrôler et de réguler l’effluent arrivant sur le filtre THE. Les paramètres à maîtriser sont le débit, la température et l’humidité :

la plage de débit s’étend de quelques Nm3.h-1 à 100 Nm3.h-1, la plage de température s'étale de 10 °C à 100 °C, la plage d’humidité varie de quelques % à la saturation.

La conception du réseau de ventilation permet :

le maintien des caractéristiques de l’effluent jusqu’à l’équipement, l’injection, le transport et la mesure d’aérosols, notamment via la mise en place de

piquages. Un système d’acquisition pilote le banc en assurant :

la supervision, le contrôle et l’acquisition des variables, la régulation de l’humidité, de la température et du débit de l’effluent, la gestion des alarmes, l’archivage des données.

L’établissement des performances du banc met en évidence les trois fonctions majeures de CATFISH que sont la production de l’effluent, le transport de celui-ci jusqu’au filtre et la gestion des données en vue de leur exploitation. La première phase du dimensionnement a établi un panorama des solutions techniques de production de l’effluent et a mis en relief les plus avantageuses. La confrontation des solutions retenues aux installations existantes et présentant des caractéristiques voisines a permis de réaliser la phase d’intégration des éléments en un réseau fonctionnel. Enfin, l’étude des solutions de contrôle-commande a permis de sélectionner les chaînes de mesures les plus adaptées à l’étude du processus de colmatage. La Figure 4 illustre les différentes fonctions qu’assure CATFISH et leurs paramètres associés.

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Banc d’essais CATFISH

Production de l’effluent

Caractéristiques du réseau

de ventilation

Instrumentation et contrôles du procédé

Température : 10 - 100 °C

Humidit é relative : 0 - 100 %

Débit : 0 - 100 Nm 3 .h - 1

Régime d’écoulement :

turbulent

Maintien des propriétés de l’effluent

Définition des prélèvements

Supervision

Acquisition

Contrôle

Archivage

Sélection :

Sécheur

Refroidisseur

Réchauffeur

Humidificateur

Ventilateur

Calcul : Pertes de charge

Calorifuge

Traçage

Sélection :

Actionneurs

Automate

Superviseur

Transmetteurs

Figure 4 : Diagramme fonctionnel du banc d’essais CATFISH

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5. Production de l’effluent

5.1. Séchage de l’air Les paramètres pris en compte pour sélectionner le procédé de séchage de l’air sont, entre autres, le débit, la température, la pression, le taux d’humidité de l’air entrant, le taux d’humidité maximum acceptable pour l’air produit, les nuisances éventuelles, l’encombrement… En outre, les phases d’essais s’étaleront sur plusieurs jours, le procédé sélectionné doit donc garantir une capacité de déshumidification constante dans le temps. Pour sécher l’air, deux technologies principales se partagent le marché. La première consiste à faire circuler de l’air ambiant à travers une roue contenant un produit desséchant. La seconde utilise l’air comprimé.

5.1.1. Méthode par déshydratation La méthode consiste à véhiculer de l’air à travers une roue contenant un produit déshydratant. Celle-ci tourne perpendiculairement au fluide de manière continue. Un débit d’air chaud circulant à contre-courant régénère une section du produit desséchant garantissant le fonctionnement continu de l’appareil. La Figure 2 présente le schéma de principe d’un appareil à roue desséchante.

Figure 5 : Sécheur à roue (société Humiditech) [ 8 ]

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L’estimation, à partir d’un abaque [ 9 ], de la quantité de silice nécessaire à l’abaissement du taux d’humidité de 60 % à 25 °C (air ambiant) à 10 % à 10 °C pour un débit de 120 kg.h-1 est de 4,21 kg.h-1. Cette quantité importante à mettre en œuvre traduit, malgré une efficacité élevée, la faible capacité d’adsorption de la silice [ 10 ]. De plus, l’étude des données constructeurs montre que l’air produit par un déshumidificateur à roue conserve une humidité résiduelle de 35 % à 10 °C. En effet, les équipements disponibles dans le commerce, dont la fonction est de maintenir une humidité relative de confort dans les locaux (généralement supérieure à 40 %), sont dimensionnés pour des débits d’air supérieurs au débit nominal du banc. L’utilisation de cette méthode pour sécher l’air nécessite un surdimensionnement de l’appareil afin de garantir la déshumidification. En outre, des problèmes technologiques supplémentaires (augmentation de la perte de charge, encombrement, maintenance en silice…) apparaîtraient immanquablement. L’annexe 1 regroupe les calculs sur le séchage par déshydratation.

5.1.2. Séchage à partir d’air comprimé Pour diminuer la fraction d’eau dans l’air, deux méthodes complémentaires existent sur le marché. La première, le séchage par réfrigération, combine l’augmentation de la pression avec la diminution de la température de l’air. La seconde méthode utilise également l’augmentation de la pression et complète le séchage par une adsorption de l’eau non condensée sur un gel de silice ou un tamis moléculaire. La Figure 6 présente le schéma de principe d’un sécheur par réfrigération. En sortie du compresseur, l’air possède une humidité relative de 25 % à pression atmosphérique et sa température est de 25 °C. En entrant dans le sécheur frigorifique le fluide est pré-refroidi par l’air sec sortant de l’appareil. Puis l’échangeur air - réfrigérant abaisse la température de l’air à 3 °C. L’air sec sortant se réchauffe au niveau de l’échangeur air – air permettant de diminuer la puissance de l’appareil. L’air sec obtenu a une température de 20 °C et un point de rosée ramené à la pression atmosphérique de –21 °C. Cette valeur correspond à une humidité relative de 5 % en sortie de sécheur.

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C

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Figure 6 : Schéma de principe d'un sécheur par réfrigération

La Figure 7 présente le schéma de principe d’un sécheur par adsorption. L’adsorbant présentant une surface spécifique élevée adsorbe la vapeur d’eau. Les mécanismes mis en jeu sont analogues au procédé de séchage à roue présenté au paragraphe 5.1.1. La colonne saturée en vapeur d’eau est régénérée par le passage d’une fraction du courant d’air sec ou par un courant d’air chaud. Pour des débits inférieurs à 1000 m3.h-1, les sécheurs sans chaleur, avec une régénération par une fraction du débit d’air sec, sont les plus adaptés [ 11 ].

Figure 7 : Schéma de principe d'un sécheur par adsorption [ 11 ]

22/127

La Figure 8 présente une chaîne complète de production d’air sec. La production d’air comprimé est assurée par le compresseur suivi d’un premier échangeur et d’une réserve d’air. Pour affiner le traitement, un deuxième étage de séchage par adsorption ou réfrigération, placé au plus près du procédé, fournit l’air sec filtré.

adsorption

Phase 1 : Production de l’air comprimé

Phase 2 : Traitement final

Figure 8 : Schéma de principe d'un réseau de production d’air comprimé sec (société Cleanair) [ 12 ]

Le Tableau 1 rassemble les caractéristiques de l’air en sortie de chaque équipement [ 11 ]. Les valeurs d’humidité et de température sont ramenées aux conditions de fonctionnement du banc à l’aide du logiciel CALHUM [ 13 ] et du diagramme de l’air humide [ 14 ] (cf. annexe 2).

Caractéristiques sous 8 bar

Caractéristiques à la pression atmosphérique

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Sortie sécheur frigorifique 28 0,5 10-3 20 7 0,5 10-3 10

Sortie sécheur par adsorption 6 0,1 10-3 20 1,3 0,1 10-3 10

Tableau 1 : Caractéristiques de l’air en sortie des sécheurs d'air comprimé, d’après GOURMELEN et LEONE [ 11 ]

23/127

5.1.3. Bilan L’étude des différentes méthodes de séchage permet d’établir un tableau synthétique (Tableau 2) des avantages et inconvénients de chaque procédé.

Techniques Avantages Inconvénients

Sécheur à roue

Utilisation d’air à pression ambiante

Appareil dimensionné pour de grands volumes (supérieurs à 1000 m3.h-1)

Il subit les variations d’humidité et de température de l’air entrant

Rendement faible Diminution de l’humidité relative

jusqu'à 35 % Encombrement important Obligation de mettre en place un

étage de filtration en amont pour purifier l’air

Air comprimé :

sécheur par réfrigération

Utilisation du réseau du centre Humidité et température de

l’air entrant dans le sécheur constantes

Plage de débit de 20 à 3000 Nm3.h-1

Humidité relative de 9,5 % à 10 °C

Nécessité de détendre l’air à la pression atmosphérique

Filtration des aérosols et de l’huile du compresseur

Air comprimé :

sécheur par adsorption

Utilisation du réseau du centre Humidité et température de

l’air entrant dans le sécheur constantes

Plage de débit de 20 à 3000 Nm3.h-1

Nécessité de détendre l’air à la pression atmosphérique

Filtration des aérosols et de l’huile du compresseur

Appareil bruyant Coût élevé

Tableau 2 : Avantages et inconvénients des méthodes de séchage

Compte tenu des difficultés de mise en œuvre d’un sécheur à adsorption à roue, l’utilisation de l’air comprimé est privilégiée. En effet le réseau d’air comprimé présent sur le site de Saclay remplace avantageusement la première phase de production. En revanche, les filtres et le sécheur complémentaires ont dû être sélectionnés et intégrés au banc. La sélection du sécheur frigorifique par rapport au sécheur à adsorption a été effectuée en fonction du rapport coût/performance. De plus, l’intégration des fonctions assurant le séchage et le refroidissement de l’air a permis d’abaisser le coût et l’encombrement nécessaire de manière significative.

5.2. Abaissement de la température de l’air La température minimale de production de l’air, fixée par le cahier d’expression des besoins, est de 10 °C. Les procédés d’abaissement de la température de l’air utilisent le refroidissement à humidité spécifique constante ou avec déshumidification [ 15 ]. La méthode avec déshumidification est une opération couramment rencontrée dans le domaine de la climatisation. Elle utilise le même principe que les sécheurs par adsorption (5.1). La Figure 9 présente le principe de fonctionnement d’une batterie froide.

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Figure 9 : Schéma de principe du fonctionnement d'une batterie froide avec

déshumidification [ 15 ]

Dans le cas d’un refroidissement sans condensation, la température superficielle de l’échangeur reste supérieure à la température de rosée de l’air à refroidir. L’équipement doit donc être monté en aval du sécheur. Ces méthodes de refroidissement utilisent un fluide caloporteur comme l’eau, l’eau glycolée ou l’évaporation d’un fluide frigorigène. Le Tableau 3 regroupe les avantages et inconvénients de chaque méthode. Dans la mesure où le refroidissement avec déshumidification peut se combiner avec l’étape de séchage, cette méthode a été privilégiée dans la sélection du matériel. Techniques Avantages Inconvénients

Refroidissement à rapport de mélange constant

Possibilité d’obtenir des températures très basses

Nécessité d’utiliser un groupe d’eau refroidie ou un circuit frigorigène supplémentaire

Température de sortie au-dessus du point de rosée

Refroidissement avec déshumidification

Possibilité de combiner l’étape de refroidissement et de séchage

Température de sortie au-dessus du point de congélation de l’eau

Tableau 3 : Avantages et inconvénients des méthodes de refroidissement

5.3. Elévation de la température de l’air CATFISH véhicule, au niveau de l’équipement à tester, de l’air chaud jusqu’à 100 °C. Les réchauffeurs d’air se basent sur l’utilisation de l’électricité, de la vapeur ou d’eau chaude. L’annexe 3 présente le calcul de la puissance de chauffe nécessaire à l’obtention d’un air à 150 °C en sortie d’équipement. La puissance utile à installer est de 5,3 kW. Compte tenu des contraintes liées à l’utilisation de vapeur ou d’eau chaude, la méthode de chauffage par résistance a été retenue.

5.4. Humidification de l’air CATFISH devait initialement produire, à pression atmosphérique, un air saturé jusqu’à 100 °C pour un débit de 100 Nm3.h-1. La quantité de vapeur nécessaire est alors de 58 kg.h-1 (annexe 4). Le banc véhicule dans ce cas une phase vapeur pure. Le générateur d’air humide doit assurer dans cette configuration la fonction d’humidification et de transport de l’effluent.

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De plus, les méthodes de mesures de la vapeur et de mesures de l’air humide sont le plus souvent incompatibles. L’objectif essentiel du banc étant de fournir un outil pour l’étude de l’humidité sur la filtration, les choix technologiques retenus favorisent la production et le transport d’air humide et non ceux de vapeur d’eau pure. Les procédés d’humidification de l’air se basent soit sur l’utilisation de vapeur d’eau, soit sur l’augmentation de la surface d’échange entre l’eau à l’état liquide et l’air (procédé par pulvérisation). Avec l’utilisation de la vapeur, une rampe injecte celle-ci afin d’éviter la condensation au niveau des parois. Les principaux procédés basés sur l’augmentation de la surface d’échange sont les buses d’injection et les générateurs à ultrasons (Figure 10).

Utilisation de la vapeur

Humidificateur avec rampe d’injection (société Humidi-tech)

Méthodes par pulvérisation

Buse d’injection (société JS Humidificateur)

Humidificateur à ultrasons (société Areco)

Figure 10 : Différentes technologies d’humidification [ 8 ], [ 16 ], [ 17 ]

26/127

Le Tableau 4 rassemble les avantages et inconvénients des différentes méthodes d’humidification.

Techniques Avantages Inconvénients

Chaudière

Production de vapeur de quelques kg à plusieurs centaines de kg

Vapeur sous pression pour lutter contre les pertes de charge

Problème de sécurité lié à l’utilisation de vapeur sous pression

Chaudière soumise à réglementation

Nécessité d’un traitement de l’alimentation en eau

Humidificateur à vapeur

Pas de vapeur sous pression supprimant les contraintes spécifiques de sécurité

Production de vapeur de quelques kg à plusieurs centaines de kg

Non soumis à réglementation

Possibilité de réguler la puissance de chauffe

Fonctionnement avec de l’eau adoucie ou de ville

Pas de vapeur sous pression pour lutter contre les pertes de charge

Humidificateur à ultrasons

De quelques kg à cinquante kilogrammes

Pas de vapeur sous pression.

Production de vapeur maximal insuffisante pour le banc

Buse d’injection Faible encombrement Faible débit d’eau par buse

Humidification par contact

Méthode de référence pour l’humidification de l’air utilisée pour l’étalonnage des hygromètres

Equipements commerciaux surdimensionnés pour CATFISH (humidification de réseau de ventilation) ou prototype pour l’humidification de faible débit d’air.

Tableau 4 : Avantages et inconvénients des méthodes d'humidification

L’utilisation d’une rampe d’injection associée à un humidificateur de vapeur à faible pression permet de couvrir une plage de fonctionnement importante en s’affranchissant des contraintes liées à l’utilisation d’appareil sous pression. De plus, la présence d’une unité d’adoucissement d’eau sur l’installation STARMANIA a facilité la mise en œuvre de cette méthode. Néanmoins, la possibilité de développer un procédé adiabatique de production d’air saturé a été conservée pour couvrir les plages de fonctionnement à faible humidité et basse température.

5.5. Transport de l’effluent Les débits rencontrés dans la boucle d’essais varient d’une vingtaine de Nm3.h-1 à 100 Nm3.h-1. Pour véhiculer l’effluent, l’utilisation de l’air comprimé présente l’avantage d’économiser l’achat d’un équipement supplémentaire. Néanmoins, le débit obtenu subit alors les variations de pression du réseau.

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L’acquisition d’un équipement dédié a donc été privilégiée afin de garantir l’indépendance entre les fonctions « production d’air sec » et « régulation du débit ». Le Tableau 5 présente les principales technologies existantes et leurs caractéristiques.

Equipement Schéma (Société

Rietschle)

Principe Pression de refoulement

Pa

Débit m3.h-1

Ventilateur Haute pression

Utilisation de la force centrifuge pour la compression

± 15000 100 à 4000

Turbine à canal latéral

Accélération du fluide

± 90000 20 à 1500

Compresseur

Compression du volume

0-3000000 3 à 8000

Tableau 5 : Présentation des technologies existantes pour transporter l'effluent (images [ 18 ] )

La sélection d’un ventilateur haute pression ou d’une turbine à canal latéral permet de se rapprocher de la conception des réseaux de ventilation rencontrés dans l’industrie. En outre, le colmatage du filtre THE testé entraîne une augmentation importante de la perte de charge du réseau. L’achat d’une turbine à canal latéral, présentant une hauteur manométrique plus importante que le ventilateur, augmente ainsi la capacité de colmatage à débit constant.

6. Dimensionnement du réseau de ventilation

6.1. Régime d’écoulement Le nombre de Reynolds, fonction des conditions d’essais et des propriétés du banc, caractérise la nature de l’écoulement. L’étude de son évolution à partir des conditions de fonctionnement du banc permet d’évaluer le diamètre optimum de la conduite. Les critères pris en compte sont :

la conservation du régime turbulent sur toute la plage de fonctionnement du banc, la sélection d’un diamètre de conduite le plus élevé possible afin de minimiser les

pertes de charge, l’obtention d’une plage de débit entre 30 et 100 Nm3.h-1.

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L’étude du nombre de Reynolds en fonction du diamètre de la conduite et des propriétés de l’effluent montre que le diamètre optimum est de 80 mm (annexe 5). Le choix du diamètre résulte d’un compromis entre la volonté de garantir un régime turbulent sur toute la plage de fonctionnement, en diminuant le diamètre choisi, et le souhait de ne pas maximiser les pertes de charge en prenant le diamètre le plus élevé possible.

6.2. Schéma de principe du banc L’élaboration du schéma de principe comprend l’intégration des éléments définis précédemment en assurant le fonctionnement nominal de chaque appareil. De plus, l’utilisation d’un équipement ne doit pas modifier les capacités des autres organes de l’installation. La réalisation d’un tableau synthétique (Tableau 6), regroupant les principaux bancs d’essais sur l’humidité et la filtration, permet de confronter les bancs existants aux fonctionnalités qu’offre CATFISH (Figure 4). Le Tableau 6 classe les bancs en fonction de l’objectif de l’installation. Les bancs de type « analytique » fournissent principalement les informations nécessaires sur l’agencement des équipements et l’instrumentation de caractérisation des aérosols. La conception de ces bancs favorise les mesures expérimentales au niveau du filtre. L’étude des bancs industriels fournit des informations sur la production d’un effluent contrôlé dans le temps en pression, température et humidité. L’utilisation d’un bipasse est généralisée. De plus, certains bancs utilisent une recirculation afin de minimiser le coût énergétique de fonctionnement.

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La Figure 11 présente le schéma de principe du banc CATFISH établi à partir de la synthèse précédente. L’air comprimé du centre, préalablement filtré, arrive dans un sécheur frigorifique. Un régulateur abaisse alors la pression de 7 bar à 1,5 bar. L’air sortant, ramené à pression atmosphérique, a une température de 10 °C et une humidité relative inférieure à 5 %. En sortie de détendeur l’air circule à travers une première vanne de régulation, TCV01, qui impose une pression relative nulle à l’entrée du réseau de ventilation. Pour les points de fonctionnement au-delà de 60 °C, la turbine TU01 est placée entre TCV01 et le réchauffeur RE01 (position 1). Le fluide est alors aspiré et refoulé par TU01. Un té, placé en amont de TU01, autorise le fonctionnement sur une plage de débit supérieure à la zone de fonctionnement du sécheur d’air en actionnant la vanne de mise à l’atmosphère VM01. Un té placé en aval surmonté de la vanne de mise à l’atmosphère VM02 permet d’obtenir des débits inférieurs à 80 m3.h-1 correspondant au débit minimum de la turbine. L’air passe alors à travers le réchauffeur à résistance, RE01, qui élève la température de l’air à un maximum de 150 °C pour un débit de 129 kg.h-1. L’air est ensuite humidifié par la vapeur de l’humidificateur électrique GV01 dans le caisson d’humidification CH01. Une première longueur droite stabilise l’écoulement pour la mesure du débit par l’intermédiaire du diaphragme FT01. L’air circule alors, soit par un bipasse vers le rejet en toiture soit sur l’équipement à tester. Une seconde longueur droite permet la production d’aérosols et le test du filtre THE. L’air passe à travers un filtre de protection et une deuxième vanne de régulation, TCV02. Elle compense, en s’ouvrant progressivement, l’augmentation de la perte de charge due au colmatage du filtre. Cette vanne de régulation garantit un débit de filtration constant sur le filtre testé. Enfin, lorsque le banc fonctionne à des températures inférieures à 60 °C, l’air passe à travers TU01 (position 2) et est expulsé en toiture. En amont de TU01, un té avec la vanne manuelle VM05 permet d’obtenir des débits inférieurs à la plage de fonctionnement de la turbine. .

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6.3. Pertes de charge L’étude des pertes de charge du réseau de ventilation, basée sur le schéma de principe du banc, a permis d’évaluer la hauteur manométrique disponible pour colmater un filtre THE. Afin d’offrir la possibilité de faire évoluer le banc, le débit de référence pour cette étude a été fixé à 200 m3.h-1. Les pertes de charge se classent en 2 familles. Pour les pertes linéaires l’évaluation des longueurs droites est estimée à partir des longueurs nécessaires à la stabilisation de l’écoulement en amont du filtre de test et du diaphragme, ainsi qu’à partir de la place maximale disponible sur site. Pour augmenter la marge de sécurité, le coefficient de frottement retenu est celui de Colebrook avec une valeur de 0,023 (annexe 6). Les pertes de charge singulières correspondent à des singularités du réseau ou à la présence d’un équipement spécifique. Pour les équipements spécifiques, l’obtention des données constructeurs est privilégiée. En l’absence de ces données, les valeurs sont calculées à partir d’abaques du « guide pratique de ventilation » [ 27 ], d’un cours de génie des procédés [ 28 ] et de l’ouvrage « les capteurs en instrumentation industrielle » [ 29 ]. L’annexe 6 regroupe le détail des calculs des pertes de charge. L’étude réalisée évalue les pertes linéaires à 109 mm CE et les pertes singulières à 553 mm CE. Les pertes singulières représentent environ 84 % de la perte de charge totale (662 mm CE) (Figure 12-a). La hauteur manométrique type fournie par une turbine à canal latéral à 200 m3.h-1 est de 3800 mm CE. Les pertes de charge du banc utilisent alors environ 17 % de la hauteur manométrique totale (Figure 12-b). La perte de charge initiale d’un filtre au débit nominal étant de 30 mm CE, le facteur de colmatage pourra atteindre 100 fois la perte de charge initiale, pour ce débit de filtration.

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Figure 12 : Répartition des pertes de charge et réserves disponibles

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6.4. Isolation thermique

L’évaluation de la diminution de température de l’air en canalisation, afin de garantir une température de 100 °C au niveau du caisson, constitue l’objectif de ce paragraphe. Celle-ci s’établit en fixant la température de l’air ambiant à 20 °C, une vitesse du vent nulle et un débit dans le réseau de 100 m3.h-1. La distance entre le réchauffeur et le caisson de test a été fixée à 14 m. Les paramètres variables sont :

la température de l’air en sortie de sécheur (100 ou 150 °C), la nature du calorifuge (silicate de calcium, microcellulaire, fibre de roche, laine de

verre), [ 30 ] l’épaisseur de calorifuge.

La première étape consiste à calculer le flux thermique, q, par mètre de canalisation. Le coefficient global de transmission par mètre de tuyauterie, k, se déduit alors de la valeur du flux thermique. La chute de température entre le réchauffeur et le caisson d’essais s’établit à partir des données d’entrées et du coefficient de transmission (annexe 7) [ 30 ] [ 31 ]. Compte tenu des contraintes d’implantation du banc, l’épaisseur de calorifuge mise en place sur le banc ne pouvait pas dépasser 100 mm. Les épaisseurs standards de calorifuge sont de 50, 80 ou 100 mm. La sélection a donc été effectuée entre ces trois valeurs. Le premier scénario donne la température de l’air au niveau du filtre en fonction de l’épaisseur de calorifuge avec l’air en sortie de réchauffeur à 100 °C.

Figure 13 : Evolution de la température au niveau du filtre THE pour un air sortant de RE01 à 100 °C avec un débit de 100 m3.h-1

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Quelle que soit l’épaisseur mise en œuvre, la température finale est comprise, pour un calorifuge industriel classique à base de laine de verre ou fibre de roche, entre 78 °C dans le cas le plus défavorable et 82 °C pour le cas le plus favorable. Les performances de l’isolation thermique ne sont donc pas suffisantes. La première piste d’amélioration a concerné le surdimensionnement du réchauffeur. Le graphique suivant présente la température au niveau du filtre pour un air produit par le réchauffeur à 150 °C.

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Figure 14 : Evolution de la température au niveau du filtre THE pour un air sortant de RE01 à 150 °C et 100 m3.h-1

Pour un calorifuge de type industriel (fibre de roche ou laine de verre) la température de l’air au niveau du filtre varie de 100 à 116 °C. Les faibles performances d’un calorifuge à base de silicate de calcium ont permis d’écarter ce produit. En revanche un calorifuge microcellulaire présente des propriétés avantageuses. La deuxième piste d’optimisation des pertes thermiques a orienté l’étude vers la mise en place d’un traçage électrique entre le réchauffeur et l’élément filtrant. Cette méthode présente un double avantage. Tout d’abord, l’installation de cordons chauffants diminue l’épaisseur de calorifuge nécessaire réduisant ainsi l’encombrement du banc. Ensuite, ces cordons limitent les effets de condensation au niveau des parois lors des phases d’expérimentations proches de la saturation.

39/127

Les principales méthodes de traçage sont le ruban chauffant, le câble à isolant minéral, le tube à passage de courant et le tube traceur à effet chauffant [ 32 ]. L’achat de rubans chauffants autolimitants est apparu comme étant la solution la plus appropriée compte tenu :

des contraintes d’implantation du banc, du maintien de la température jusqu’à 100 °C, de la présence de singularités, de la faible distance à tracer.

CATFISH est également dimensionné pour fonctionner à des températures d’air inférieures à la température ambiante. La Figure 15 illustre l’influence du calorifuge lorsque la température en sortie de réchauffeur est de 8 °C et la température ambiante de 20 °C.

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Figure 15 : Evolution de la température au niveau du filtre THE pour un air sortant de RE01 à 8 °C avec un débit de 100 m3.h-1

Pour un calorifuge à base de laine de verre, la température de l’air arrivant sur l’équipement est comprise entre 11,5 et 10,5 °C. Pour un calorifuge microcellulaire, la température descend jusqu’à 9,5 °C pour une épaisseur de 100 mm.

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L’épaisseur favorable à la fois à froid et à chaud, tout en prenant en compte l’encombrement et la longueur des piquages de l’installation, est de 80 mm. Elle garantit au niveau de l’équipement à tester, avec un calorifuge industriel classique, l’obtention :

des performances à chaud, d’une température proche de 10 °C pour l’effluent en fonctionnement à froid.

Un léger surdimensionnement du refroidisseur a permis d’atteindre l’objectif de 10 °C.

6.5. Dimensionnement de la zone de production d’aérosols La longueur de la zone de production d’aérosols se détermine en fonction de la distance d’établissement de l’écoulement, de la distance de bon mélange entre le point d’injection de l’aérosol et le point de prélèvement, et de l’évaluation du dépôt en gaine. La longueur d’établissement de l’écoulement est déterminée à l’aide de la norme ISO 5167-2 [ 33 ] qui donne les longueurs droites de stabilisation dans le cas de l’installation d’un diaphragme. La norme établit que la longueur maximum d’homogénéisation est de 44 fois le diamètre lorsqu’un coude à 90° se situe en amont de l’appareil, soit une longueur de 3,5 m. Cette longueur est suffisante, selon la norme ISO 4053 [ 34 ], afin de garantir une concentration homogène d’aérosols. Dans cette configuration, la fraction massique retenue par la conduite pour des aérosols de 0,15 à 5 µm, évaluée à partir du code de calcul DACC [ 35 ], est inférieure à 1 %. La fraction retenue peut atteindre 2 % pour une température de 100 °C avec une humidité relative de 90 %. La longueur de la zone de production d’aérosols pour le banc CATFISH s’établit donc à 3,5 m. Après l’élargissement du caisson de filtration, la longueur d’établissement de l’écoulement est évaluée à 1 m. Cette estimation se base sur une simulation réalisée avec le code de calcul de mécanique des fluides CFX-5 et par la prise en compte de l’espace disponible sur l’installation. L’annexe 8 regroupe les paramètres de l’é