Traitement des effluents gazeux sous hautes vitesses de

n° Ordre 02 ISAL 0111 Année 2002

THESE

Présentée devant

L’INSTITUT NATIONAL DES SCIENCES APPLIQUEES DE LYON

Traitement des effluents gazeux sous hautes vitesses de gaz.

Cas de la colonne à gouttes transportées

Pour obtenir

LE GRADE DE DOCTEUR

FORMATION DOCTORALE : Sciences et Techniques du Déchet

ECOLE DOCTORALE : Ecole doctorale de chimie de Lyon (Chimie, Procédés, Environnement)

Par

KIES Fairouz Khalida

(Ingénieur Génie Chimique de l’Ecole Nationale Polytechnique d’Alger, Algérie)

Soutenenue le 17 décembre 2002 devant la Commission d’examen Jury MM.

B. BENADDA Professeur (INSA de Lyon) Directeur de thèse R. GOURDON Professeur (INSA de Lyon) P. LANG Professeur (Université de Budapest) Rapporteur P. MOSZKOWICZ Professeur (INSA de Lyon) M. OTTERBEIN Professeur (INSA de Lyon) Président du jury M. ROUSTAN Professeur (INSA de Toulouse) Rapporteur Cette thèse a été réalisée au Laboratoire d’Analyse Environnementale des Procédés et des Systèmes Industriels

1

INSA DE LYON DEPARTEMENT DES ETUDES DOCTORALES ET RELATIONS INTERNATIONALES SCIENTIFIQUES MARS 2002

Ecoles Doctorales et Diplômes d’Etudes Approfondies habilités pour la période 1999-2003

ECOLES DOCTORALES n° code national

RESPONSABLE

PRINCIPAL

CORRESPONDANT

INSA

DEA INSA

n° code national

RESPONSABLE

DEA INSA

CHIMIE DE LYON

(Chimie, Procédés, Environnement)

EDA206

M. D. SINOU UCBL1 04.72.44.62.63 Sec 04.72.44.62.64 Fax 04.72.44.81.60

M. R. GOURDON 87.53 Sec 84.30 Fax 87.17

Chimie Inorganique 910643

Sciences et Stratégies Analytiques

910634

Sciences et Techniques du Déchet 910675

M. R. GOURDON Tél 87.53 Fax 87.17

ECONOMIE, ESPACE ET

MODELISATION DES COMPORTEMENTS

(E2MC)

EDA417

M.A. BONNAFOUS LYON 2 04.72.72.64.38 Sec 04.72.72.64.03 Fax 04.72.72.64.48

Mme M. ZIMMERMANN 84.71 Fax 87.96

Villes et Sociétés 911218

Dimensions Cognitives et Modélisation

992678

Mme M. ZIMMERMANN Tél 84.71 Fax 87.96 M. L. FRECON Tél 82.39 Fax 85.18

ELECTRONIQUE,

ELECTROTECHNIQUE, AUTOMATIQUE

(E.E.A.)

EDA160

M. G. GIMENEZ INSA DE LYON 83.32 Fax 85.26

Automatique Industrielle 910676

Dispositifs de l’Electronique Intégrée

910696

Génie Electrique de Lyon 910065

Images et Systèmes

992254

M. M. BETEMPS Tél 85.59 Fax 85.35 M. D. BARBIER Tél 85.47 Fax 60.81 M. J.P. CHANTE Tél 87.26 Fax 85.30 Mme I. MAGNIN Tél 85.63 Fax 85.26

EVOLUTION, ECOSYSTEME,

MICROBIOLOGIE , MODELISATION

(E2M2)

EDA403

M. J.P FLANDROIS UCBL1 04.78.86.31.50 Sec 04.78.86.31.52 Fax 04.78.86.31.49

M. S. GRENIER 79.88 Fax 85.34

Analyse et Modélisation des Systèmes Biologiques 910509

M. S. GRENIER Tél 79.88 Fax 85.34

INFORMATIQUE ET INFORMATION

POUR LA SOCIETE

(EDIIS)

EDA 407

M. J.M. JOLION INSA DE LYON 87.59 Fax 80.97

Documents Multimédia, Images et Systèmes d’Information Communicants

992774 Extraction des Connaissances à partir des Données

992099

Informatique et Systèmes Coopératifs pour l’Entreprise 950131

M. A. FLORY Tél 84.66 Fax 85.97 M. J.F. BOULICAUT Tél 89.05 Fax 87.13 M. A. GUINET Tél 85.94 Fax 85.38

INTERDISCIPLINAIRE SCIENCES-

SANTE

(EDISS)

EDA205

M. A.J. COZZONE UCBL1 04.72.72.26.72 Sec 04.72.72.26.75 Fax 04.72.72.26.01

M. M. LAGARDE 82.40 Fax 85.24

Biochimie 930032

M. M. LAGARDE Tél 82.40 Fax 85.24

MATERIAUX DE LYON

UNIVERSITE LYON 1

EDA 034

M. J. JOSEPH ECL 04.72.18.62.44 Sec 04.72.18.62.51 Fax 04.72.18.60.90

M. J.M. PELLETIER 83.18 Fax 84.29

Génie des Matériaux : Microstructure, Comportement Mécanique, Durabilité

910527

Matériaux Polymères et Composites 910607

Matière Condensée, Surfaces et Interfaces

910577

M. J.M.PELLETIER Tél 83.18 Fax 85.28 M. H. SAUTEREAU Tél 81.78 Fax 85.27 M. G. GUILLOT Tél 81.61 Fax 85.31

MATHEMATIQUES ET

INFORMATIQUE FONDAMENTALE

(Math IF)

EDA 409

M. NICOLAS UCBL1 04.72.44.83.11 Fax 04.72.43.00.35

M. J. POUSIN 88.36 Fax 85.29

Analyse Numérique, Equations aux dérivées partielles et Calcul Scientifique

910281

M. G. BAYADA Tél 83.12 Fax 85.29

MECANIQUE, ENERGETIQUE, GENIE

CIVIL, ACOUSTIQUE

(MEGA)

EDA162

M. J. BATAILLE ECL 04.72.18.61.56 Sec 04.72.18.61.60 Fax 04.78.64.71.45

M. G.DALMAZ 83.03 Fax 04.72.89.09.80

Acoustique 910016

Génie Civil

992610 Génie Mécanique

992111

Thermique et Energétique 910018

M. J.L. GUYADER Tél 80.80 Fax 87.12 M. J.J.ROUX Tél 84.60 Fax 85.22 M. G. DALMAZ Tél 83.03 Fax 04.78.89.09.80 M. J. F. SACADURA Tél 81.53 Fax 88.11

En grisé : Les Ecoles doctorales et DEA dont l’INSA est établissement principal

Professeurs de l’INSA de Lyon

Décembre 2002

INSTITUT NATIONAL DES SCIENCES APPLIQUEES DE LYON Directeur : STORCK.A Professeurs

AUDISIO S. PHYSICOCHIMIE INDUSTRIELLE

BABOT D. CONT. NON DESTR. PAR RAYONNEMENT IONISANTS

BABOUX J.C. GEMPPM***

BALLAND B. PHYSIQUE DE LA MATIERE

BAPTISTE P. PRODUCTIQUE ET INFORMATIQUE DES SYSTEMES MANUFACTURIERS

BARBIER D. PHYSIQUE DE LA MATIERE

BASTIDE J.P. LAEPSI****

BAYADA G. MODELISATION MATHEMATIQUE ET CALCUL SCIENTIFIQUE

BENADDA B. LAEPSI****

BETEMPS M. AUTOMATIQUE INDUSTRIELLE

BIENNIER F. PRODUCTIQUE ET INFORMATIQUE DES SYSTEMES MANUFACTURIERS

BLANCHARD J.M. LAEPSI****

BOISSON C. VIBRATIONS-ACOUSTIQUE

BOIVIN M. (Prof. émérite) MECANIQUE DES SOLIDES

BOTTA H. UNITE DE RECHERCHE EN GENIE CIVIL - Développement Urbain

BOTTA-ZIMMERMANN M. (Mme) UNITE DE RECHERCHE EN GENIE CIVIL - Développement Urbain

BOULAYE G. (Prof. émérite) INFORMATIQUE

BOYER J.C. MECANIQUE DES SOLIDES

BRAU J. CENTRE DE THERMIQUE DE LYON - Thermique du bâtiment

BREMOND G. PHYSIQUE DE LA MATIERE

BRISSAUD M. GENIE ELECTRIQUE ET FERROELECTRICITE

BRUNET M. MECANIQUE DES SOLIDES

BRUNIE L. INGENIERIE DES SYSTEMES D’INFORMATION

BUREAU J.C. CEGELY*

CAVAILLE J.Y. GEMPPM***

CHANTE J.P. CEGELY*- Composants de puissance et applications

CHOCAT B. UNITE DE RECHERCHE EN GENIE CIVIL - Hydrologie urbaine

COMBESCURE A. MECANIQUE DES CONTACTS

COUSIN M. UNITE DE RECHERCHE EN GENIE CIVIL - Structures

DAUMAS F. (Mme) CETHIL – Energétique et Thermique

DOUTHEAU A. CHIMIE ORGANIQUE

DUFOUR R. MECANIQUE DES STRUCTURES

DUPUY J.C. PHYSIQUE DE LA MATIERE

KIES Fairouz K. Page Thèse en Sciences et Techniques du Déchet / 2002 Institut National des Sciences Appliquées de Lyon

2

Ecole Doctorale de Chimie de Lyon (Chimie, Procédés, Environnement)


EMPTOZ H. RECONNAISSANCE DES FORMES ET VISION

ESNOUF C. GEMPPM***

EYRAUD L. (Prof. émérite) GENIE ELECTRIQUE ET FERROELECTRICITE

FANTOZZI G. GEMPPM***

FAVREL J. PRODUCTIQUE ET INFORMATIQUE DES SYSTEMES MANUFACTURIERS

FAYARD J.M. BIOLOGIE APPLIQUEE

FAYET M. MECANIQUE DES SOLIDES

FERRARIS-BESSO G. MECANIQUE DES STRUCTURES

FLAMAND L. MECANIQUE DES CONTACTS

FLORY A. INGENIERIE DES SYSTEMES D’INFORMATION

FOUGERES R. GEMPPM***

FOUQUET F. GEMPPM***

FRECON L. INFORMATIQUE

GERARD J.F. MATERIAUX MACROMOLECULAIRES

GERMAIN P. LAEPSI****

GIMENEZ G. CREATIS**

GOBIN P.F. (Prof. émérite) GEMPPM***

GONNARD P. GENIE ELECTRIQUE ET FERROELECTRICITE

GONTRAND M. CEGELY*- Composants de puissance et applications

GOUTTE R. (Prof. émérite) CREATIS**

GOUJON L. GEMPPM***

GOURDON R. LAEPSI****.

GRANGE G. GENIE ELECTRIQUE ET FERROELECTRICITE

GUENIN G. GEMPPM***

GUICHARDANT M. BIOCHIMIE ET PHARMACOLOGIE

GUILLOT G. PHYSIQUE DE LA MATIERE

GUINET A. PRODUCTIQUE ET INFORMATIQUE DES SYSTEMES MANUFACTURIERS

GUYADER J.L. VIBRATIONS-ACOUSTIQUE

GUYOMAR D. GENIE ELECTRIQUE ET FERROELECTRICITE

HEIBIG A. LAB. MATHEMATIQUE APPLIQUEES LYON

JACQUET RICHARDET G. MECANIQUE DES STRUCTURES

JAYET Y. GEMPPM***

JOLION J.M. RECONNAISSANCE DES FORMES ET VISION

JULLIEN J.F. UNITE DE RECHERCHE EN GENIE CIVIL - Structures

JUTARD A. (Prof. émérite) AUTOMATIQUE INDUSTRIELLE

KASTNER R. UNITE DE RECHERCHE EN GENIE CIVIL - Géotechnique

KOULOUMDJIAN J. INGENIERIE DES SYSTEMES D’INFORMATION

LAGARDE M. BIOCHIMIE ET PHARMACOLOGIE

LALANNE M. (Prof. émérite) MECANIQUE DES STRUCTURES

LALLEMAND A. CENTRE DE THERMIQUE DE LYON - Energétique et thermique

LALLEMAND M. (Mme) CENTRE DE THERMIQUE DE LYON - Energétique et thermique


3



LAREAL P. UNITE DE RECHERCHE EN GENIE CIVIL - Géotechnique

LAUGIER A. PHYSIQUE DE LA MATIERE

LAUGIER C. BIOCHIMIE ET PHARMACOLOGIE

LEJEUNE P. GENETIQUE MOLECULAIRE DES MICROORGANISMES

LUBRECHT A. MECANIQUE DES CONTACTS

MAZILLE H. PHYSICOCHIMIE INDUSTRIELLE

MERLE P. GEMPPM***

MERLIN J. GEMPPM***

MIGNOTTE A. (Mle) INGENIERIE, INFORMATIQUE INDUSTRIELLE

MILLET J.P. PHYSICOCHIMIE INDUSTRIELLE

MIRAMOND M. UNITE DE RECHERCHE EN GENIE CIVIL - Hydrologie urbaine

MOREL R. MECANIQUE DES FLUIDES

MOSZKOWICZ P. LAEPSI****

MOURA A. GEMPPM***

NARDON P. (Prof. émérite) BIOLOGIE APPLIQUEE

NIEL E. AUTOMATIQUE INDUSTRIELLE

NORTIER P. DREP

ODET C. CREATIS**

OTTERBEIN M. (Prof. émérite) LAEPSI****

PARIZET E. VIBRATIONS-ACOUSTIQUE

PASCAULT J.P. MATERIAUX MACROMOLECULAIRES

PAVIC G. VIBRATIONS-ACOUSTIQUE

PELLETIER J.M. GEMPPM***

PERA J. UNITE DE RECHERCHE EN GENIE CIVIL - Matériaux

PERRIAT P. GEMPPM***

PERRIN J. ESCHIL – Equipe Sciences Humaines de l’Insa de Lyon

PINARD P. (Prof. émérite) PHYSIQUE DE LA MATIERE

PINON J.M. INGENIERIE DES SYSTEMES D’INFORMATION

PONCET A. PHYSIQUE DE LA MATIERE

POUSIN J. MODELISATION MATHEMATIQUE ET CALCUL SCIENTIFIQUE

PREVOT P. GRACIMP – Groupe de Recherche en Apprentissage, Coopération et Interfaces

Multimodales pour la Productique

PROST R. CREATIS**

RAYNAUD M. CENTRE DE THERMIQUE DE LYON - Transferts Interfaces et Matériaux

REDARCE H. AUTOMATIQUE INDUSTRIELLE

REYNOUARD J.M. UNITE DE RECHERCHE EN GENIE CIVIL - Structures

RIGAL J.F. MECANIQUE DES SOLIDES

RIEUTORD E. (Prof. émérite) MECANIQUE DES FLUIDES

ROBERT-BAUDOUY J. (Mme) (Prof. émérite) GENETIQUE MOLECULAIRE DES MICROORGANISMES

ROUBY D. GEMPPM***

ROUX J.J. CENTRE DE THERMIQUE DE LYON – Thermique de l’Habitat


4



RUBEL P. INGENIERIE DES SYSTEMES D’INFORMATION

RUMELHART C. MECANIQUE DES SOLIDES

SACADURA J.F. CENTRE DE THERMIQUE DE LYON - Transferts Interfaces et Matériaux

SAUTEREAU H. MATERIAUX MACROMOLECULAIRES

SCAVARDA S. AUTOMATIQUE INDUSTRIELLE

SOUIFI A. PHYSIQUE DE LA MATIERE

SOUROUILLE J.L. INGENIERIE INFORMATIQUE INDUSTRIELLE

THOMASSET D. AUTOMATIQUE INDUSTRIELLE

UBEDA S. CENTRE D’INNOV. EN TELECOM ET INTEGRATION DE SERVICES

THUDEROZ C. ESCHIL – Equipe Sciences Humaines de l’Insa de Lyon

UNTERREINER R. CREATIS**

VELEX P. MECANIQUE DES CONTACTS

VIGIER G. GEMPPM***

VINCENT A. GEMPPM***

VRAY D. CREATIS**

VUILLERMOZ P.L. (Prof. émérite) PHYSIQUE DE LA MATIERE

Directeurs de recherche C.N.R.S. BERTHIER Y. MECANIQUE DES CONTACTS

CONDEMINE G. UNITE MICROBIOLOGIE ET GENETIQUE

COTTE-PATAT N. (Mme) UNITE MICROBIOLOGIE ET GENETIQUE

FRANCIOSI P. GEMPPM***

MANDRAND M.A. (Mme) UNITE MICROBIOLOGIE ET GENETIQUE

POUSIN G. BIOLOGIE ET PHARMACOLOGIE

ROCHE A. MATERIAUX MACROMOLECULAIRES

SEGUELA A. GEMPPM***

Directeurs de recherche I.N.R.A. FEBVAY G. BIOLOGIE APPLIQUEE

GRENIER S. BIOLOGIE APPLIQUEE

RAHBE Y. BIOLOGIE APPLIQUEE

Directeurs de recherche I.N.S.E.R.M. PRIGENT A.F. (Mme) BIOLOGIE ET PHARMACOLOGIE

MAGNIN I. (Mme) CREATIS**

* CEGELY CENTRE DE GENIE ELECTRIQUE DE LYON ** CREATIS CENTRE DE RECHERCHE ET D’APPLICATIONS EN TRAITEMENT DE L’IMAGE ET DU SIGNAL ***GEMPPM GROUPE D'ETUDE METALLURGIE PHYSIQUE ET PHYSIQUE DES MATERIAUX ****LAEPSI LABORATOIRE D’ANALYSE ENVIRONNEMENTALE DES PROCEDES ET SYSTEMES INDUSTRIELS


5


Remerciements

KIES Fairouz K. Thèse en Sciences et Techniques du Déchet / 2002 Institut National des Sciences Appliquées de Lyon


Remerciements décembre 2002

REMERCIEMENTS La présente étude a été réalisée au sein de l’équipe “Génie des Procédés” du

Laboratoire d’Analyse Environnementale des Procédés et des Systèmes Industriels (LAEPSI) de l’Institut National des Sciences Appliquées (INSA) de Lyon sous la responsabilité de Monsieur le Professeur Belkacem BENADDA.

Mes vifs remerciements vont tout d’abord à Monsieur le Professeur Belkacem BENADDA pour son suivi, pour son soutien, pour sa confiance et pour m’avoir fourni le cadre et les moyens nécessaires pour mener à bien ce travail de recherche, je lui suis profondément reconnaissante. Je tiens à remercier et à exprimer ma gratitude à Monsieur le Professeur Michel OTTERBEIN, pour son aide, pour ses conseils avisés et pour avoir accepté de faire partie du jury. Je remercie Monsieur le Professeur Alain NAVARRO, ancien directeur du LAEPSI pour m’avoir donné la chance d’intégrer ce laboratoire. Je remercie également son successeur, Monsieur le Professeur Pierre MOSZKOWICZ ainsi que Monsieur le Professeur Rémy GOURDON, responsable de la formation doctorale Sciences et Techniques du Déchet, qui me font l’honneur de participer au jury. Je suis également sensible à l’honneur que m’ont fait Messieurs Peter LANG, Professeur à l’Université de Technologie et d’Economie de Budapest et Monsieur Michel ROUSTAN, Professeur à l’Institut National des Sciences Appliquées de Toulouse, en acceptant d’être rapporteurs de ce travail et de faire partie du jury. J’adresse mes remerciements à Monsieur Daniel DEPRAW de la Société Procédair, Madame Laurence KERDRAON et Monsieur Bernard SIRET de la société LAB.SA pour le suivi et le financement d’une partie de cette recherche. Je remercie également l’équipe technique du Centre d’Essais LAB.SA de Villeurbanne pour leur aide. Je remercie Monsieur Christian GUOIN, technicien au LAEPSI, et Monsieur Umir SHEIKH, technicien au département Génie Energétique et Environnement, pour la réalisation du nouveau séparateur gaz-liquide de la colonne à gouttes transportées et Monsieur Karim LOUNIS, technicien POLDEN, pour avoir mis à ma disposition le matériel nécessaire pour effectuer cette étude. Je remercie Monsieur SHEIKH également pour la maintenance de la colonne à gouttes transportées et sa disponibilité pendant toute la durée des essais.

Traitement des effluents gazeux sous hautes vitesses de gaz. Page Cas de la colonne à gouttes transportées

6

Remerciements décembre 2002

Mes remerciements s’adressent aux enseignants et aux doctorants du LAEPSI que j’ai eu le plaisir de connaître. Je remercie particulièrement : Ammar et sa femme Raghda, Daniéla et son mari Mircea, Samah et son mari Chaker, Agnès, Nathalie, Catherine, Gwenaëlle, Zou, Enrico, Pierre, Rémy, ………. pour les moments agréables passés ensemble. Je tiens également à exprimer toute ma gratitude et ma reconnaissance envers les familles : BRETTON, CARON, GOUTORBE et RICOU pour leurs encouragements et l’aide précieuse qu’elles ont pu m’apporter. J’adresse mes remerciements à l’ensemble du personnel de la Société F.O.R.C.E. d’Algérie pour les services rendus. Merci à : Ouassila, Kheireddine, Nafissa, Nasser, Ilhem, Naïla, Sabrina, Samia et à toutes les personnes qui m’ont apporté leurs encouragements. Enfin, je ne saurais oublier mes parents et ma sœur qui ont su m’encourager et me soutenir et à qui je dédie ce travail en témoignage de ma profonde affection.


7

Sommaire

KIES Fairouz K. Thèse en Sciences et Techniques du Déchet / 2002 Institut National des Sciences Appliquées de Lyon Ecole Doctorale de Chimie de Lyon (Chimie, Procédés, Environnement)

Sommaire décembre 2002

Sommaire

REMERCIEMENTS 6

SOMMAIRE 8

INTRODUCTION GENERALE 13

1 PRESENTATION DE LA COLONNE A GOUTTES TRANSPORTEES 17

1.1 Principe de fonctionnement 17

1.2 Présentation de l’installation pilote 18 1.2.1 La colonne à gouttes transportées 18 1.2.2 Le circuit air 20 1.2.3 Le circuit eau 20 1.2.4 Le séparateur gaz-liquide 21 1.2.5 L’injection des polluants gazeux acides 23 1.2.6 Le dispositif de mesure des pressions 23

2 ETUDE HYDRODYNAMIQUE 25

2.1 Introduction 25

2.2 Détermination des pertes de charge de l’installation 25 2.2.1 Détermination du profil des pressions 25 2.2.2 Détermination des pertes de charge totales 26

2.3 Détermination de la rétention liquide dans l’installation 28 2.3.1 Détermination de la rétention liquide partielle (εLP) 28 2.3.2 Détermination de la rétention liquide totale (εL) 31

2.4 Détermination de la puissance consommée 32

2.5 Détermination de la Distribution des Temps de Séjour (DTS) 34 2.5.1 Introduction 34 2.5.2 Aspects théoriques de la DTS 34

2.5.2.1 Fonctions de Distribution des Temps de Séjour 35 2.5.2.2 Détermination expérimentale des fonctions de distribution 36 2.5.2.3 Distribution des temps de séjour dans les divers types de réacteurs 37 2.5.2.4 Interprétation hydrodynamique des mesures de DTS. Diagnostics de mauvais fonctionnement 39

2.5.2.5 Modélisation des écoulements de fluide 40


8


2.5.3 Etude expérimentale de la distribution des temps de séjour dans la phase liquide 42 2.5.3.1 Procédure expérimentale 42 2.5.3.2 Résultats expérimentaux et discussion 44

2.6 Conclusion 48

3 DETERMINATION DES PARAMETRES DE TRANSFERT DE MATIERE GAZ-LIQUIDE DE LA COLONNE A GOUTTES TRANSPORTEES 50

INTRODUCTION 50

3.A ASPECTS THEORIQUES DU TRANSFERT DE MATIERE GAZ-LIQUIDE 51

3.A.1 Coefficients de transfert de matière 51

3.A.2 Modèles de transfert de matière gaz-liquide 52 3.A.2.1 Absorption en absence d’une réaction chimique 53 3.A.2.2 Modèle du double film de Lewis et Whitman 53 3.A.2.3 Modèle de pénétration de Higbie 55 3.A.2.4 Modèle de renouvellement de surface de Danckwerts 56 3.A.2.5 Absorption en présence d’une réaction chimique 57

3.A.2.5.1 Régime de réaction lente (Ha < 0,3) 59 3.A.2.5.2 Régime de réaction intermédiaire (0,3 < Ha < 3) 60 3.A.2.5.3 Régime de réaction rapide (Ha > 3) 60 3.A.2.5.4 Réaction rapide du pseudo-premier ordre. 60 3.A.2.5.5 Réaction instantanée (Ha >5 ∼ 10Ei) 61

3.A.3 Paramètres de transfert de matière des divers réacteurs gaz-liquide 62

3.A.4 Transfert de matière dans les colonnes classiques à pulvérisation 63 3.A.4.1 Aire interfaciale a 63 3.A.4.2 Coefficients de transfert de matière côté liquide kLa et kL 64 3.A.4.3 Coefficients de transfert de matière côté gaz kGa et kG 64 3.A.4.4 Relations entre les paramètres de transfert de matière gaz-liquide et les paramètres de fonctionnement dans les colonnes à pulvérisation 65

3.B DETERMINATION DE L’AIRE INTERFACIALE (a) 66

3.B.1 Introduction 66

3.B.2 Méthodes de détermination de l’aire interfaciale 66 3.B.2.1 Méthodes physiques de détermination de a 66 3.B.2.2 Méthodes chimiques de détermination de a 67


9


3.B.3 Aspects théoriques de la détermination de a par la méthode chimique 68 3.B.3.1 Cinétique de la réaction d’oxydation du sulfite de sodium 68 3.B.3.2 Détermination de a en régime rapide 69

3.B.4 Détermination expérimentale de l’aire interfaciale 72 3.B.4.1 Procédure expérimentale 72 3.B.4.2 Conditions expérimentales 73 3.B.4.3 Influence du débit de liquide et du débit de gaz sur a 74 3.B.4.4 Vérification du régime de réaction 77

3.B.5 Détermination du diamètre moyen des gouttes (dG) 78 3.B.5.1 Relation entre le diamètre des gouttes et l’aire interfaciale 78 3.B.5.2 Influence du débit de liquide et du débit de gaz sur dG 78

3.B.6 Conclusion 81

3.C DETERMINATION DU COEFFICIENT VOLUMETRIQUE DE TRANSFERT DE MATIERE EN PHASE LIQUIDE (kLa) 82

3.C.1 Introduction 82

3.C.2 Méthodes de détermination du coefficient volumétrique de transfert de matière kLa 82 3.C.2.1 Méthodes physiques de détermination de kLa 82 3.C.2.2 Méthodes chimiques de détermination de kLa 82

3.C.3 Aspects théoriques de la méthode de la réoxygénation 84

3.C.4 Détermination expérimentale du coefficient kLa 86 3.C.4.1 Procédure expérimentale 86 3.C.4.2 Conditions expérimentales 88 3.C.4.3 Influence du débit de liquide et du débit de gaz sur le coefficient kLa 90 3.C.4.4 Influence de la rétention liquide totale sur le coefficient kLa 93 3.C.4.6 Détermination du coefficient de transfert de matière côté liquide 94

3.C.5 Conclusion 95

3.D DETERMINATION DU COEFFICIENT VOLUMETRIQUE DE TRANSFERT DE MATIERE EN PHASE GAZEUSE (kGa) 96

3.D.1 Introduction 96

3.D.2 Méthodes de détermination du coefficient volumétrique de transfert de matière kGa 96 3.D.2.1 Méthodes physiques de détermination de kGa 96


10


3.D.2.2 Méthodes chimiques de détermination de kGa 96

3.D.3 Aspects théoriques de la détermination de kGa par la méthode chimique 97 3.D.3.1 Cinétique de la réaction d’oxydation du dioxyde de soufre 98 3.D.3.2 Détermination du coefficient kGa par absorption du dioxyde de soufre dans une solution de soude 99

3.D.4 Détermination expérimentale du coefficient kGa 99 3.D.4.1 Procédure expérimentale 99 3.D.4.2 Conditions expérimentales 100 3.D.4.3 Influence du débit de liquide et du débit de gaz sur le kGa 101 3.D.4.4 Détermination du coefficient de transfert de matière côté gaz 104 3.D.4.5 Vérification du régime de réaction 105

3.D.5 Conclusion 106

CONCLUSION 107

4 TRAITEMENT DES EFFLUENTS GAZEUX DANS LA COLONNE A GOUTTES TRANSPORTEES 108

4.1 Introduction 108

4.2 Incinération des déchets 108 4.2.1 Pollution issue de l’incinération des déchets 108 4.2.2 Normes de rejet des usines d’incinération 109 4.2.3 Principales techniques de traitement des fumées de l’incinération des déchets 109

4.3 Nature des polluants gazeux traités par la colonne à gouttes transportées 110 4.3.1 Chlorure d’hydrogène 110 4.3.2 Dioxyde de soufre 111

4.4 Absorption des polluants gazeux par la colonne à gouttes transportées : mode opératoire 112

4.4.1 Injection de polluants 112 4.4.2 Echantillonnage des polluants 113 4.4.3 Dosage des polluants 115

4.5 Efficacité d’absorption du chlorure d’hydrogène (HCl) 115 4.5.1 Influence du débit de liquide 116 4.5.2 Influence du débit de gaz 117

4.6 Efficacité d’absorption du SO2 118


11


4.6.1 Influence du débit de liquide 119 4.6.2 Influence du débit de gaz 120

4.7 Relation entre les concentrations des polluants dans le gaz et le coefficient volumétrique de transfert de matière côté gaz 122

4.8 Efficacité d’absorption du mélange HCl + SO2 124

4.9 Conclusion 125

5 DETERMINATION DES PARAMETRES DE TRANSFERT DE MATIERE DU PROCEDE TFGV ET COMPARAISON AVEC LA COLONNE A GOUTTES TRANSPORTEES 126

5.1 Introduction 126

5.2 Dispositif expérimental 126

5.3 Détermination de l’aire interfaciale (a) du Procédé TFGV 128 5.3.1 Conditions expérimentales 128 5.3.2 Influence du débit de liquide et du débit de gaz sur a 129

5.4 Détermination du coefficient volumétrique de transfert de matière côté liquide (kLa) du procédé TFGV 132

5.4.1 Conditions expérimentales 132 5.4.2 Influence du débit de liquide et du débit de gaz sur le coefficient kLa 134

5.5 Détermination du coefficient de transfert de matière côté liquide (kL) 136

5.6 Comparaison des procédés à hautes vitesses de gaz aux laveurs classiques de fumées 137

5.7 Conclusion 140

CONCLUSION GENERALE 141

NOMENCLATURE 143

BIBLIOGRAPHIE 146

ANNEXES 156


12

Introduction Générale

KIES Fairouz Thèse en Sciences et Techniques du Déchet / 2002

Institut National des Sciences Appliquées de Lyon Ecole Doctorale de Chimie de Lyon (Chimie, Procédés, Environnement)

Introduction Générale décembre 2002

Introduction Générale

Le décret du 25 octobre 1991 précise que, par émission polluante dans l’air, “il y a lieu d’entendre l’émission dans l’atmosphère de gaz ou de particules solides ou liquides, corrosifs, toxiques ou odorants, de nature à compromettre la santé publique ou la qualité de l’environnement ou à nuire au patrimoine agricole, forestier ou bâti”. Avec une telle définition, il est nécessaire, pour caractériser une situation de pollution atmosphérique, de prendre en compte un nombre important de constituants qui se présentent sous forme de gaz, d’aérosols ou de particules. Lutter contre la pollution de l’air, et empêcher l’émission dans l’atmosphère de substances qui peuvent s’avérer nocives pour la santé de l’homme et son environnement est devenue primordiale. Les émissions de polluants sont nombreuses : ♦Les transports : c’est une source de pollution diffuse dont les principaux rejets sont constitués de dioxyde de soufre (particulièrement pour les diesels), et d’autres produits de combustion comme le monoxyde de carbone, le monoxyde d’azote et des suies ; ♦ Les procédés industriels : rejet de solvants, rejets de l’industrie pétrochimique,….. ♦ Les foyers fixes de combustion : centrales thermiques, installations de chauffage, usines d’incinération d’ordures ménagères, …..

Dans un contexte réglementaire évolutif qui se traduit par des normes de rejets à l'atmosphère de plus en plus sévères, la nécessité d' améliorer en permanence les technologies classiques de traitement des fumées conduit à concevoir des installations dont le coût ne cesse de croître. La période actuelle est propice au développement de procédés fondés sur des concepts originaux qui permettent d' augmenter les performances d'épuration tout en diminuant les coûts d'équipement et d'exploitation. C'est pour cette raison que notre équipe réalise une étude sur la colonne à gouttes transportées qui est un nouveau procédé de traitement des fumées de conception et d'exploitation simple et peu onéreuses L' originalité de ce procédé réside dans le fonctionnement sous des vitesses élevées de gaz pouvant atteindre les 13 m/s et donc compatibles avec les vitesses que l'on retrouve en sortie des unités thermiques. Cette haute vitesse de gaz assure un haut niveau de turbulence qui permet d'améliorer les transferts de matière entre le gaz et le liquide. La colonne à gouttes transportées est un contacteur gaz–liquide conçu pour un traitement simultané des polluants acides (HCl, SO2) et des poussières contenus dans les fumées. Son principe repose sur le transfert des polluants de la phase gazeuse à une phase liquide plus facile à traiter.

Traitement des effluents gazeux sous hautes vitesses de gaz Page Cas de la colonne à gouttes transportées

13


L’idée de la colonne à gouttes transportées est inspirée des travaux d’une équipe de chercheurs de Rhône-Poulenc qui a entrepris l’étude du comportement d’une colonne à bulles soumise à des vitesses de gaz de plus en plus élevées. Les réacteurs ‘colonne à bulles’ sont largement employés en génie chimique dans les procédés d’absorption, d’oxydation des boues, la bioaération et la liquéfaction des houilles. Ces réacteurs gaz-liquide présentent l’avantage d’une consommation énergétique réduite, une simplicité de construction, un faible coût et une grande fiabilité en cours d’exploitation. Le dimensionnement de ces réacteurs et leur conception reposent sur la connaissance de l’hydrodynamique des phases présentes et des paramètres de transfert de matière qui sont principalement l’aire interfaciale, a, et les coefficients volumétriques de transfert de matière côté liquide, kLa, et côté gaz, kGa. Ces paramètres régissent la cinétique globale de l’absorption gaz-liquide. Les premiers travaux effectués sur les colonnes à bulles à hautes vitesses de gaz portent sur une colonne ayant une hauteur de 3,2 m et un diamètre égal à 0,075 m. Les chercheurs ont constaté que dans ce type de colonnes, il est possible de passer d’une dispersion de gaz dans un liquide à une dispersion de liquide dans un gaz lorsque les vitesses de gaz sont supérieures à 5,5 m/s. Dans ce domaine de gouttes transportées, la rétention liquide est faible et la colonne est performante pour traiter des poussières (oxydes de fer, talc,…..) et des gaz pollués par des vapeurs acides constituées de chlorure d’hydrogène ou de dioxyde de soufre. L’étude de ce procédé, qui a donné lieu à un brevet, a été poursuivie par l’équipe de génie chimique du Laboratoire d’Analyse Environnementale des Procédés et des Systèmes Industriels de L’INSA de Lyon. Un nouveau procédé, appelé colonne à gouttes transportées, a été mis au point pour le traitement des fumées par voie humide. La colonne à gouttes transportées est un contacteur gaz-liquide de diamètre 0,15 m et de 3 m de hauteur. Ce procédé fonctionne à co-courant pour des vitesses de gaz assez élevées comprises entre 8 m/s et 13 m/s.

L’étude réalisée par Muller (1999) a permis de mettre en évidence l’efficacité de ce nouveau procédé pour la dépollution des fumées. En effet, la colonne à gouttes transportées permet de réaliser simultanément au sein du même volume réactionnel, la captation des poussières et le lavage des gaz par absorption : l’ensemble des polluants gazeux est transféré vers la phase liquide faisant appel à un traitement adapté. Les résultats obtenus pour les poussières (gypse, plâtre, silices thermiques, argiles kaoliniques et farines de ciment et cendres) dont le spectre granulométrique est proche de celle des fumées issues de l’incinération des ordures ménagères sont assez bons en terme d’efficacité et de quantités de polluants rejetés après épuration.


14


Les essais réalisés sur les effluents gazeux acides montrent que la colonne étudiée présente un grand potentiel d’absorption pour ce type de polluants ; l’efficacité de captation du chlorure d’hydrogène et du dioxyde de soufre dépasse les 90 % et les quantités rejetées après traitement répondent aux normes de l’arrêté du 25 janvier 1991. Cependant, ces rejets ne sont pas conformes avec ceux prescrits par la récente circulaire Lepage du 24 février 1997 et par la nouvelle directive européenne. Nous avons entrepris cette nouvelle étude, sur la colonne à gouttes transportées avec comme objectif l’amélioration de son efficacité de captation des polluants gazeux acides (HCl et SO2), à la demande de la société PROCEDAIR qui est à la recherche de nouveaux procédés de traitement des fumées. Les essais préliminaires réalisés sur notre procédé ont indiqué la présence de fines gouttelettes dans le gaz sortant de la cheminée de la colonne. Ces gouttelettes chargées en polluants étaient responsables des fortes concentrations observées dans le flux gazeux après traitement qui ne permettaient pas de répondre correctement aux normes de rejets appliquées aux installations d’incinération des ordures ménagères. Pour pallier à ce problème, nous avons choisi de modifier le séparateur gaz-liquide. La configuration du nouveau séparateur a été proposée par l’équipe technique de la société PROCEDAIR. La colonne à gouttes transportées est un contacteur gaz-liquide de diamètre 0,15 m et de 3 m de hauteur. Ce procédé fonctionne à co-courant pour des vitesses de gaz assez élevées comprises entre 8 m/s et 13 m/s, dont le principe, similaire à celui des colonnes à pulvérisation de liquide, consiste à projeter des gouttes dans une enceinte contenant du gaz qui véhicule des polluants. La mise en contact entre le gaz et le liquide permet aux gouttes de capter les polluants et de les extraire du gaz. L’étude expérimentale réalisée sur ce procédé est constituée de cinq chapitres :

Le premier chapitre est une présentation détaillée de la colonne à gouttes transportées, son principe, ses caractéristiques et ses conditions de fonctionnement.

Le deuxième chapitre concerne l’étude hydrodynamique qui consiste à déterminer les

pertes de charge, la rétention liquide et la consommation énergétique en fonction du débit de gaz et du débit de liquide circulant dans la colonne à gouttes transportées. Nous présentons également les résultats de la Distribution des Temps de Séjour (DTS) mise en œuvre afin d’identifier l’écoulement de la phase liquide.

Le troisième chapitre est consacré à la détermination des paramètres de transfert de

matière gaz-liquide : a, kLa et kGa. Ce chapitre est constitué des quatre parties suivantes :

La partie A constitue un rappel des éléments théoriques pour l’étude de l’absorption gaz-liquide avec ou sans réaction chimique et les outils nécessaires à la compréhension du


15


transfert de matière. Après une description des principaux modèles de transfert, une analyse bibliographique des principaux travaux concernant la détermination des paramètres de transfert de matière dans les colonnes à pulvérisation de liquide dans un gaz est présentée.

La partie B concerne la détermination de l’aire interfaciale a de la colonne à gouttes transportées. Le système chimique O2-Air/Na2S2O3, en présence de CoSO4 comme catalyseur, est employé pour mesurer a par absorption physique en présence d’une réaction chimique en régime rapide de pseudo-premier ordre. Connaissant l’aire interfaciale et la rétention liquide nous avons calculé le diamètre moyen pour connaître la taille des gouttes formées dans la colonne. Des corrélations reliant l’aire interfaciale et le diamètre moyen des gouttes aux débits des fluides sont proposées.

Dans la partie C le coefficient volumétrique de transfert de matière côté liquide kLa est déterminé par l’étude de la réoxygénation de l’eau qui est une méthode d’absorption physique sans réaction chimique. Les résultats expérimentaux des coefficients kLa et kL sont présentés en fonction du débit de liquide et du débit de gaz.

L’étude expérimentale du coefficient volumétrique de transfert de matière côté gaz kGa fait l’objet de la partie D. Ce coefficient est déterminé à l’aide d’une réaction instantanée de surface qui est l’absorption du dioxyde de soufre dans une solution de soude. L’influence du débit de liquide et du débit de gaz sur les coefficients kGa et kG est également étudiée. Dans les parties B, C et D, les paramètres de transfert de la colonne à gouttes transportées ont été comparés à ceux des contacteurs gaz-liquide et plus particulièrement aux colonnes à pulvérisation qui sont les procédés les plus utilisées dans le traitement des fumées.

Le quatrième chapitre est consacré à l’application de la colonne à gouttes transportées pour le traitement des effluents gazeux acides. Lors de cette étude, nous avons mis en évidence l’efficacité de captation du chlorure d’hydrogène (HCl) et du dioxyde de soufre (SO2) par ce nouveau procédé. Nous avons également tenté de relier les concentrations des polluants après traitement aux paramètres de transfert de matière déterminés précédemment.

Le dernier chapitre est une étude comparative entre les paramètres de transfert de matière de la colonne à gouttes transportées et un pilote de traitement des fumées par voie humide et à hautes vitesses de gaz élaboré par LAB.SA. Dans un premier temps, l’aire interfaciale et les coefficients de transfert de matière kLa et kL de ce procédé TFGV (Traitement des Fumées à Grande Vitesse de gaz) ont été déterminés puis comparés à ceux de notre dispositif. Par la suite nous avons comparé les performances de ces deux procédés à ceux des laveurs de fumées souvent employés dans l’industrie.

Enfin, la conclusion générale récapitule les résultats essentiels de cette étude en insistant sur les points forts de ce nouveau procédé de traitement des effluents gazeux. Des idées de poursuite de la recherche dans ce domaine sont également proposées.


16

Chapitre 1

Présentation de la colonne à gouttes transportées



Chapitre 1 : Présentation de la colonne à gouttes transportées décembre 2002

1 Présentation de la colonne à gouttes transportées

1.1 Principe de fonctionnement La colonne à gouttes transportées est un contacteur gaz-liquide à co-courant. Son principe de repose sur celui des colonnes à bulles, c'est-à-dire la circulation d’une phase gaz contenant un polluant dans une phase liquide, mais à des vitesses de gaz beaucoup plus élevées. Lorsqu’on fait circuler un gaz dans un liquide, selon les vitesses du gaz, quatre configurations de l’écoulement peuvent être observées, Botton et coll. (1980) et (1997).

Le premier type d’écoulement correspond à celui de la colonne à bulles de gaz dans un liquide pour des vitesses de gaz UG inférieures à 0,1 m/s. Quand la vitesse du gaz augmente, un écoulement de plus en plus turbulent est observé, avec l’apparition de grosses bulles qui se mélangent aux petites bulles.

Pour des vitesses de gaz supérieures à 1,35 m/s, on passe progressivement d’une dispersion

d’un gaz dans un liquide à une dispersion d’un liquide dans un gaz. Quand on atteint une vitesse de gaz de l’ordre de 5,5 m/s, on est dans le domaine de la colonne à gouttes transportées, comme le montre la figure ci-dessous :

Bulles dispersées UG < 0,1 m/s

Ecoulement turbulent0,2 < UG < 1,35 m/s

Gouttes transportées 5,5 < UG < 13,5 m/s

Transport pneumatique UG > 13,5 m/s

C CL CL CL

1

2

3 h h h h

L

où CL est la concentration en liquide et h la hauteur de la colonne.

Figure 1-1 : Les différents régimes d’écoulement dans une colonne gaz-liquide.


17


La figure 1-1 montre qu’il est possible de subdiviser la colonne en trois zones de bas en haut comme suit :

(1) zone d’émulsion où la teneur en liquide est importante et en même temps constante ; (2) zone de vésiculage où la teneur en liquide diminue avec la hauteur de la colonne ; (3) zone d’entraînement où la teneur en liquide est à nouveau constante mais elle est

beaucoup plus faible que dans la zone d’émulsion.

Enfin pour des vitesses de gaz supérieures à 13,5 m/s, on obtient un transport pneumatique des gouttes.

Dans le domaine de la colonne à gouttes transportées, la formation de gouttes dispersées

dans le gaz augmente la surface d’échange entre les deux fluides ce qui améliore le transfert de matière entre le gaz et le liquide. Ce procédé pourra donc être adapté au traitement des effluents gazeux acides contenus dans les fumées d’incinération. Cependant, il sera nécessaire de prévoir un traitement des rejets liquides comme pour tous les autres procédés de traitement par voie humide.

1.2 Présentation de l’installation pilote La colonne à gouttes transportées a été conçue pour le traitement des effluents gazeux issus d’usines d’incinération et doit de ce fait résister à des composés corrosifs comme le chlorure d’hydrogène et le dioxyde de soufre . La colonne a été réalisée donc en polychlorure de vinyle (PVC), matériau peu onéreux et résistant aux attaques chimiques. De plus, ce PVC a l’avantage d’être transparent, ce qui permet de visualiser les écoulements des fluides à l’intérieur de la colonne. La partie utile de la colonne mesure 3m de haut, son diamètre est de 150 mm. Elle est constituée de plusieurs viroles reliées par des brides ce qui facilite le montage et le démontage de la colonne lorsqu’il faut changer, ajouter ou supprimer un élément. La colonne ainsi conçue présente un certain nombre d’avantages par rapport aux autres procédés de traitement des effluents gazeux. Cette colonne est en effet de technologie simple, nécessitant un faible investissement et permettant le traitement de grands débits de gaz. De plus les vitesses employées dans ce dispositif (jusqu’à 13 m/s) ne peuvent être employées dans d’autres contacteurs gaz-liquide à cause des risques d’engorgement.

1.2.1 La colonne à gouttes transportées Le schéma de la colonne à gouttes transportées est présenté sur la figure 1-2 suivante :


18


= 3

m

Dévésiculeur

pot de

Bac de reprise

Diaphragmes

Rotamètre

Air + gaz acides

Circuit de gaz

NaOH

Pompe

- régulateur

Circuit d'eau

pH-régulateur

GAZ TRAITE

Séparateur gaz-liquide

Plaque perforée

Prises de pression

Distributeur de liquide

Bac de vidange

0,15 m

Eau de ville

Trop plein

H

Figure 1-2 : Schéma de la colonne à gouttes transportées.


19


1.2.2 Le circuit air L’air est envoyé dans la colonne par un ventilateur centrifuge situé au sous-sol. Le

ventilateur peut fournir un débit de 1200 m3/h. Ce débit peut être réglé à deux niveaux : ♦ au sous-sol, une trappe permet de détourner une partie du flux d’air ; ♦ au niveau de l’installation, une vanne permet un réglage plus fin du débit d’air et une sonde Annubar en Inox mesure la vitesse de l’air. L’air, issu du ventilateur, arrive par le bas de la colonne et est introduit de manière homogène grâce à un distributeur de gaz constitué d’une plaque perforée.

Les vitesses de l’air ont été choisies de manière à se rapprocher le plus possible des valeurs susceptibles d’être rencontrées dans l’industrie. Au niveau industriel, les vitesses mesurées dans les gaines, collecteurs et cheminées sont généralement comprises entre 8 et 12 m/s pour des circulations naturelles et entre 10 et 20 m/s pour des circulations forcées. En pratique l’installation nous fixe deux limites : ♦ une limite supérieure fixée par le ventilateur et déterminée par sa puissance et la perte de charge maximale qu’il tolère. Cette vitesse maximale est de 13 m/s. ♦ une limite inférieure en dessous de laquelle le débit gazeux n’est plus suffisant pour entraîner le liquide : la colonne “ s’étouffe ” et on ne se trouve plus dans le domaine des gouttes transportées. Les essais réalisés indiquent que cette vitesse minimale est de 8 m/s. La vitesse de l’air peut donc prendre des valeurs comprises entre 8 et 13 m/s. Ce domaine de vitesses est effectivement proche du cas industriel. Après passage dans la colonne et le séparateur gaz-liquide, l’air épuré est remis à l’atmosphère.

1.2.3 Le circuit eau Si l’air est en circuit ouvert, l’eau peut fonctionner soit en circuit ouvert soit en circuit

fermé. Cette eau provient d’un bac de reprise d’environ 60 litres partiellement rempli avant la mise en route de l’installation. Pour un fonctionnement en circuit ouvert, un robinet flotteur, relié à l’arrivée d’eau, a été installé dans le bac de reprise pour réguler son volume en eau.

La canalisation issue du bac se partage en trois branches ; sur chacune d’entre elles se trouve une vanne d’ouverture où l’on peut installer des diaphragmes de diamètres différents (4, 6, 8, 10 et 14 mm) permettant de régler le débit d’eau qui arrive dans le bas de la colonne. Ce débit est mesuré à l’aide d’un rotamètre installé sur la conduite d’eau en amont de la colonne.


20


La hauteur entre le bac de reprise et les diaphragmes définit la charge à laquelle les débits sont assujettis. Il est alors important d’avoir toujours la même hauteur d’eau dans le bac pour obtenir une charge constante sur les diaphragmes.

Après passage dans les diaphragmes, l’eau est pulvérisée dans la colonne de manière

homogène grâce à un distributeur de liquide en forme de croix comprenant 8 trous équidistants répartis sur chacune de ses branches. La pulvérisation du liquide se fait au même niveau que l’injection de l’air. Après séparation gaz-liquide en tête de colonne, si le circuit d’eau est fermé on récupère la totalité du liquide dans le bac et si le circuit est ouvert on n’en récupère qu’une partie. Un bac de vidange est également prévu afin d’évacuer les eaux de rinçage des parois internes de la colonne après utilisation.

Pour fonctionner dans le domaine des gouttes transportées, le débit d’eau doit prendre des valeurs comprises entre 0,4 et 1,5 m3/h, Botton et coll. (1980). Toutefois, une limite supérieure d’ordre économique peut être fixée de façon à minimiser les pertes de charge totales au niveau de la colonne. Il est donc nécessaire d’utiliser un débit liquide optimum qui serait suffisant pour garantir une bonne absorption des polluants et en même temps pas trop élevé afin de ne pas engendrer des dépenses excessives d’énergie.

1.2.4 Le séparateur gaz-liquide En tête de colonne, la séparation gaz-liquide se fait en deux étapes ; le mélange de gaz et de liquide traverse le dévésiculeur puis le séparateur PROCEDAIR comme l’indique la figure 1-3.

Le dévésiculeur, en PVC transparent, est constitué de deux parties distinctes :

♦ une partie externe composée d’une virole d’un diamètre égal à 300 mm. ♦ une partie interne constituée d’une virole de diamètre D = 150 mm munie de 8 fentes

latérales équidistantes. Ce dévésiculeur permet de séparer les gouttes liquides du gaz par simple changement de direction. En effet, il bloque le chemin direct du gaz et le laisse circuler uniquement par les fentes. Les gouttes liquide sont alors entraînées, frappent la paroi externe du dévésiculeur et tombent dans le circuit liquide du bac de reprise.

Pour séparer les dernières gouttes du flux gazeux, un deuxième séparateur gaz-liquide, en PVC transparent, a été installé au-dessus du dévésiculeur. Ce séparateur est constitué d’une partie supérieure cylindrique pleine, de diamètre égal à 100 mm, et d’une partie inférieure tronconique. Autour du cylindre sont disposées à équidistance 8 ailettes. L’ensemble est soudé sur un anneau conique fixé sur la paroi interne de la colonne. Les gouttelettes fines qui s’échappent du dévésiculeur vont être entraînées par le gaz vers ce second séparateur. Une partie de ces gouttelettes va heurter la paroi inférieure de l’anneau


21


conique et revient dans le circuit du bac de reprise tandis que l’autre partie va être déviée par les ailettes pour ensuite heurter la paroi interne de la virole où elles vont s’écouler tout le long jusqu’à atteindre l’évacuation de l’eau vers le bac. Le gaz épuré, débarrassé du liquide, est ensuite remis à l’atmosphère.

Fi

La hauteur totale du sépar1500 mm. Un convergent aniveau du changement de se

L'

f

1.A

Traitement des effluents gazeux sCas de la colonne à gouttes transp

Sortie de l’air traité

gure 1-3

ateur été rajction.

D''

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D
D = 150 mm D′= 100 mm D′′ = 300 mm D′′′ = 134 mm L = 1410 mm L′ = 90 mm a = 15 mm b = 225 mm c = 300 mm d = 38 mm e = 120 mm f = 185 mm
: Schéma du séparateur gaz-liquide.

gaz-liquide de la colonne à gououté après ce séparateur afin de r

Retour de l'eau vers le bac de reprise a

e

d

1.A.2.

b

D

Retour de l'eau vers e bac de reprise l

es vitesses de gaz

ttes transportées est de éduire les turbulences au

Page

22


1.2.5 L’injection des polluants gazeux acides L’injection des polluants se fait sur la canalisation d’air en amont de la colonne. Cette injection se fait par l’intermédiaire d’un tube taillé en biseau pénétrant jusqu’au centre de la canalisation d’air et la présence de deux coudes avant la colonne font que le mélange des gaz est suffisamment assuré par les turbulences. Les polluants utilisés sont stockés dans des bouteilles sous pression.

1.2.6 Le dispositif de mesure des pressions Neuf prises de pression sont situées le long de la colonne tous les 330 mm environ et sont reliées à un tableau de lecture. Deux prises de pression supplémentaires sont placées ; une première sous la plaque de distribution du gaz (notée 1) et une seconde placée en sortie du séparateur gaz-liquide (notée 11). Chaque prise de pression est constituée d’un té en verre, introduit perpendiculairement à une distance suffisante de la paroi pour éviter que le film d’eau ruisselant sur la paroi, ne vienne perturber les mesures. La figure suivante donne un schéma du type de prise de pression employée :

Capillaire

Surpression de référence

Paroi de la colonne

Torion

Vers le tableau demesure

Figure 1-4 : Schéma d’une prise de pression.

Une surpression est appliquée à l’ensemble des prises pour empêcher l’eau de la colonne de perturber les mesures. Cette surpression dite pression de référence, maintenue dans une bouteille fermée en verre et remplie d’eau, est prise en bas de la colonne sous la plaque de


23


distribution du gaz. Cette pression peut être augmentée légèrement avec de l’air comprimé car la plaque de distribution utilisée occasionne peu de pertes de charge. Chaque prise de pression est reliée à un tube en verre fixé sur une réglette, l’ensemble constitue le tableau de mesure (figure 1-5).

Remise du gaz à l’atmosphère

Atmosphère

Air comprimé


Colonne

1

2

3

4

5

6

7

8

9

10

11

Gaz

Préf

Référence

Prise de pression

Figure 1-5 : Liaison des prises de pression.

Au repos, tous les tubes en verre auront le même niveau d’eau car ils sont reliés à une bouteille remplie d’eau et soumise à une pression de référence. Lorsque la colonne est mise en fonctionnement, le niveau d’eau dans les tubes change. Il sera donc possible de déterminer la pression locale et les pertes de charge totales par une simple lecture de la différence de niveau d’eau dans ces tubes.


24

Chapitre 2 Etude hydrodynamique


Chapitre 2 : Etude hydrodynamique décembre 2002

2 Etude hydrodynamique

2.1 Introduction Nous entendons par étude hydrodynamique d’un réacteur gaz-liquide, l’étude des pertes de charge, des rétentions, de la consommation énergétique et de la caractérisation des écoulements gaz et liquide dans ce réacteur.

Une des grandes difficultés dans la conception des réacteurs chimiques réside dans la grande variété des géométries, qui résulte d’une hydrodynamique complexe. Les performances d’un réacteur biphasique dépendent fortement du comportement hydrodynamique des fluides. La connaissance de l’écoulement à l’intérieur du réacteur est indispensable pour prévoir ses performances. Lors de cette étude, nous nous intéressons à la détermination expérimentale des paramètres de transfert de matière dans une colonne à gouttes transportées et de ses performances pour l’absorption des polluants atmosphériques gazeux. Dans ce chapitre, nous allons caractériser le comportement hydrodynamique d’un réacteur gaz-liquide fonctionnant à co-courant. Dans un premier temps, nous allons évaluer les pertes de charge, mesurer la rétention liquide et la puissance consommée au niveau du module, puis nous allons présenter l’aspect théorique de la Distribution des Temps de Séjour (DTS) et nous identifierons l’écoulement de la phase liquide dans la colonne à gouttes transportées.

2.2 Détermination des pertes de charge de l’installation

Les pertes de charge au niveau de la colonne à gouttes transportées sont dues à la présence du gaz et du liquide en circulation auxquelles il faut ajouter celles nécessaires pour accélérer le liquide, le disperser dans la colonne, puis le séparer du gaz.

2.2.1 Détermination du profil des pressions Les profils de pression dans la colonne à gouttes transportées ont été établi à l’aide des

prises de pression installées le long de ce contacteur gaz-liquide, ce qui permet de visualiser les pertes de charge engendrées par la plaque de distribution des gaz, la colonne PVC et le séparateur gaz-liquide. Le profil de pression pour le point de fonctionnement L = 1,2 m3/h et G = 700 m3/h est illustré par la figure 2-1 qui nous permet de remarquer que le séparateur gaz-liquide entraîne une perte de charge non négligeable, en comparaison avec celles occasionnées par l’ensemble plaque et colonne.


25


0

25

50

75

100

125

150

175

200

225

250

-0,2 0,8 1,8 2,8 3,8 4,8

hauteur (m)

P (m

mC

E)Pertes de charge de la plaque de distribution

Pertes de charge de la colonne PVC

Pertes de charge du séparateur G/L

Figure 2-1 : Profil de pression dans la colonne à gouttes transportées pour L = 1,2 m3/h et G = 700 m3/h.

2.2.2 Détermination des pertes de charge totales

En utilisant le dispositif de mesure présenté dans le chapitre précédent, nous avons déterminé les pertes de charge de la colonne à gouttes transportées en fonction du débit de liquide et du débit de gaz. Les mesures ont été effectuées entre la prise de pression sous plaque (n° 1) et la prise de pression placée après le séparateur (n° 11) et sont présentées sur la figure 2-2.

100

150

200

Del

ta P

(mm

CE

)

0

50

250

300

620 640 660 680 700 720 740 760 780

L=0 m3/h

L=0,4 m3/h

L=0,8 m3/h

L=1,2m3/h

G (m3/h)

Figure 2-2 : Evolution des pertes de charge de l’installation en fonction du débit de gaz et du débit de liquide.


26


séparateur gaz-liquide. Pour des débits de liquide compris entre 0,4 m3/h et

nce de liquide semble atténuer l’influence du débit de gaz.

Deulvérisé

dans la colonne passe de 0 à 1,2 m3/h.

, l’augmentation du débit de liquide entraîne une augmentation de la ch

(2.1)

0 mm CE. ette valeur est inférieure à celle mesurée lors de notre étude (245 mm CE). L’écart entre ces

iq de PROCEDAIR qui pour améliorer ces

e traitement des fumées. Même si ce dernier engendre une grande perte de

En considérant la perte de charge due au séparateur gaz-liquide, la perte de charge totale de l’installation s’élève à 245 mmCE ce qui cormaximaux de fonctionnement L = 1,4 m3/h et G = 768 m3/h. Cette perte de charge est inférieure à celles occasionnées par les autres procédés de traitement des fumées tels que les laveurs venturi (3 kPa).

Les essais réalisés sur la colonne à gouttes transportées, montrent qu’en absence de liquide (L = 0 m3/h), les pertes de charge augmentent de manière plus importante avec le débit de gaz et sont principalement occasionnées par le passage du gaz au travers de la plaque de distribution et du1,2 m3/h, le débit de gaz a moins d’influence sur l’augmentation des pertes de charge au niveau de l’installation. La prése

la figure précédente, nous remarquons également que les pertes de charge, au niveau de la

colonne à gouttes transportées, ont tendance à croître lorsque le débit de liquide p

En effet, les résultats obtenus montrent que les pertes de charge sont de 120 mm CE pour un débit de liquide nul puis augmentent au fur et à mesure que ce débit augmente jusqu’à atteindre une valeur de 240 mm CE pour un débit de liquide égal à 1,2 m3/h. A ébit de gaz fixed

arge de liquide présente dans la colonne qui doit être transportée par le gaz. La résistance au transport du liquide par le gaz devient alors élevée et engendre des pertes de charge de plus en plus élevées. Ainsi les pertes de charge sont fonction à la fois de la vitesse du gaz mais aussi de la quantité d’eau présente dans la colonne.

Les pertes de charge de la colonne à gouttes transportées, déterminées expérimentalement

peuvent être corrélées en fonction du débit de liquide et du débit de gaz comme suit :

51,025,0 GL74,7P =∆

Cette corrélation a été établie pour des débits de liquide allant de 0,4 m3/h à 1,2 m3/h et des débits de gaz compris entre 636 m3/h et 732 m3/h. Elle permet d’estimer les pertes de charge à plus ou moins 5 %.

Dans la littérature, Botton (1997) et Muller (1999) avaient constaté que les pertes de

charge dans les réacteurs de type gouttes transportées ne dépassaient pas les 15Cdeux valeurs est principalement attribué au nouveau séparateur gaz-l uia été récemment installé sur la colonne à gouttes transportées performances dcharge, ce séparateur a une efficacité très importante car aucune goutte acide ne peut s’échapper à l’atmosphère.

respond à une valeur de 2,4 kPa aux débits


27


rmination de la rétention liquide partielle (εLP) La mesure des pressions le long de la colonne à gouttes transportées permet d’accéder

la rétention liquide partielle (εLP) qui est le rapport entre le volume liquide VL et le volume tal de la suspension (VS) entre deux prises de pression, tel que :

2.3 Détermination de la rétention liquide dans l’installation

2.3.1 Déte àto

S

LLP V

V=ε (2.2)

xpérimentalement, la rétention liquide partielle peut être évaluée par la méthode anométrique. Si on considère une tranche de la suspension de hauteur

Eh∆m , à l’intérieur de la

olonne à gouttes transportées, la rétention liquide partielle peut être déterminée de la manière uivante :

L’application de l’équation de Bernoulli en négligeant les forces de frottement et en

ion constante entre les deux prises consécutives 1 et 2, nous permet d’écrire :

2 1 S

cs

Figure 2-3 : dispositif de mesure des pressions pour la détermination de la rétention liquide partielle.

considérant la vitesse dans la suspens

P – P = ρ g h∆ (2.3)

ρS est la masse volumique donnée par l’expression suivante :

omme ρG est négligeable devant ρL, l’équation précédente peut se simplifier sous la forme :

ρS = εLP ρL (2.5)

Z

PréfP1

ρS = εLP ρL + (1-εLP) ρG (2.4)

Mais c

h∆

P2

U

Z

Z1

Z2

G UL


28


Sachant que la pression en 1 s’écrit :

P1 + ρL g (Z1 – Z) = Préf (2.6)

2 L 2 réf (2.7)

et que la pression en 2 s’écrit :

P + ρ g (Z – Z) = P

d’où

P2 – P1 = εLP ρL g h∆ = ρL g (Z1 – Z2) = ρL g Z∆ (2.8)

insi

a

hZ

LP ∆∆

=ε (2.9)

La lecture des niveaux sur les manomètres à eau va nous permettre de mesurer la différence

issant la hauteur entre ces deux prises de ression, il sera facile de déterminer la rétention liquide partielle.

a rétention liquide partielle a été mesurée pour différents points de fonctionnement de la olonne à gouttes transportées pour étudier l’influence du débit de liquide et du débit de gaz ur cette propriété, figures 2-4 et 2-5.

fonction du débit de liquide à G = 763 m /h.

de pression entre deux prises consécutives. Connap Lcs

Figure 2-4 : Evolution de la rétention liquide partielle en 3

00 0,5 1 1,5 2 2,5 3 3,5

hauteur (m)

2

4

réte

ntio

n li

6

8

12

14

quid

e pa

rti%

)

L = 0,6 m3/h

L = 0,8 m3/h

L = 1,0 m3/h

L = 1,2 m3/h10

elle

(

émulsion

vésiculage

entraînement


29


r les trois ones d’écoulement du régime de gouttes transportées citées par Botton et coll. (1980) et 997).

ccupe presque un tiers de la colonne, la zone de vésiculage où la rétention εLP diminue ccupe le deuxième tiers de la colonne et la zone d’entraînement caractérisée par une tention faible et constante occupe le tiers restant.

a figure 2-5 présente la variation de la rétention liquide partielle déterminée en fonction du εLP ont été déterminées en faisant varier le débit de gaz entre

36 m3/h et 732 m3/h tout en maintenant le débit de liquide constant (L = 0,8 m3/h).

igure 2-5 : Evolution de la rétention liquide partielle en fonction du débit de gaz pour L = 0,8 m3/h.

tion liquide partielle est

. En effet, la figure précédente montre que la rétention liquide diminue lorsque

Comme pour l’étude de la variation de la rétention liquide partielle en fonction du débit de

La figure 2-4 qui illustre la variation de la rétention liquide partielle en fonction du débit de liquide pour un débit de gaz fixé à 763 m3/h, montre que la rétention εLP augmente avec le débit de liquide en circulation dans la colonne et elle permet également de distinguez(1

Nous remarquons que la zone d’émulsion où la rétention liquide partielle est élevée, ooré Ldébit de gaz. Ces valeurs de 6

F

A débit de liquide fixe, l’influence du débit de gaz sur la rétenmoins évidentele débit de gaz augmente de 636 m3/h à 700 m3/h puis elle augmente à nouveau quand le débit de gaz s’élève à 763 m3/h.

liquide, on distingue les trois zones d’écoulement : émulsion, vésiculage et entraînement.

00 0,5 1 1,5 2 2,5 3 3,5

2

4

Rét

entio

n li

6

8

10

12

hauteur (m)

qui

rtiel

le (%

)de

pa

G = 636 m3/h

G = 700 m3/h

G = 763 m3/h

émulsion

vésiculage

entraînement


30


2.3

transportées a été déterminée par la méthode volumétrique :

.2 Détermination de la rétention liquide totale (εL) Dans la colonne à gouttes transportées le liquide est dispersé dans le gaz. La rétention liquide est par définition le taux de liquide présent dans la suspension gaz-liquide. La rétention liquide de la colonne à gouttes

GL

LL VV

V+

=ε (2.10)

lonne et un instant final où le régime de outt e d’eau ans les tuyauteries et en présence d’air saturé pour éviter toute évaporation parasite qui ourrait modifier le volume initial de l’eau.

Le volume de la suspension gaz-liquide (VL+VG) n’est autre que le volume géométrique de

colonne qui est donné par :

Pour chaque point de fonctionnement, le volume liquide VL est mesuré par l’abaissement du niveau d’eau dans le bac de reprise entre un instant initial correspondant à la colonne en arrêt et où il n’y a pas d’eau en circulation dans la cog es transportées est établi. Ces mesures sont réalisées en tenant compte du volumdp

la

HVV GL Ω=+ (2.11)

es valeurs de la rétention liquide ont été estimées pour différents points de fonctionnement, s résultats obtenus sont présentés sur la figure 2-6 :

fonction du débit de

Lle

Figure 2-6 : Evolution de la rétention liquide de la colonne à gouttes transportées engaz t du débit de liquide.

10

12

uide

t

2

4

6

8

réte

ntio

n li

14

16

18

20

qot

ale

(%)

0620 640 660 680 700 720 740 760 780

G (m3/h)

L= 0,6 m3/h

L= 0,8 m3/h

L= 1,0 m3/h

L= 1,2 m3/h

e


31


st une fonction croissante du débit de liquide. En effet, à débit de gaz fixe, plus le débit de liquide augmente plus la quantité d’eau dans la colonne augmente ce qui entraîne une augmentation de la rétention.

ion liquide. Cependant, à partir des résultats expérimentaux, on remarque que

La rétention liquide totale a été corrélée en fonctiocomme suit :

ou moins 5% pour un 3 3 3

(2.13)

a rétention liquide calculée par cette méthode présente, en fonction du débit de gaz et du ode

Dans l’ensemble, la rétention liquide totale de l9 % et 15 %. Cette rétention liquide faible est proche de celle des colonnes classiques à

d’une manière générale pour les réactions rapides voire instantanées.

La puissance consommée rapportée au volume de réacteur (E/V) est déterminée à partir des pertes de charge au niveau de l’installation selon la relation :

De cette dernière figure, on observe que la rétention liquide totale dans la colonne à gouttes transportées e

Logiquement, à débit de liquide fixe, l’augmentation du débit de gaz permet un

entraînement et une évacuation plus rapide de l’eau ce qui devrait provoquer une diminution e la rétentd

l’accroissement du débit de gaz conduit à une augmentation de la rétention liquide totale. Ce résultat est similaire à celui observé lors de l’étude des pertes de charge.

n du débit de gaz et du débit de liquide

5,05,0L GL53,0=ε (2.12)

n utilisant cette corrélation la rétention liquide peut être estimée à plusEdébit de liquide variant de 0,4 m /h à 1,2 m /h et un débit de gaz compris entre 636 m /h et 763 m3/h. La rétention liquide totale a été également déterminée par la méthode manométrique selon la elation suivante : r

∫ ε=ε0

LPL dh)h( H

Ldébit de liquide, la même allure que la rétention liquide déterminée par méthvolumétrique. Cependant, l’écart entre les deux méthodes est de 25%.

a colonne à gouttes transportées varie entre

pulvérisation (2 % – 20 %) qui sont conçues pour traiter de forts débits de gaz et qui conviennent

2.4 Détermination de la puissance consommée

HPE U

V G ∆∆

= (2.14)

où UG est la vitesse du gaz, les pertes de charge et P∆ H∆ la hauteur de la colonne et du séparateur.


32


Ou

tre la perte de charge due au distributeur de gaz et au dévésiculeur, le transport des gouttes par l’air consomme de l’énergie. Les résultats de ces mesures sont illustrés sur le graphique ci-dessous.

0

1

2

3E/V

(

4

8

620 640 660 680 700 720 740 760 780

G (m3/h)

kW

5

6

7

/m3 )

L=0,4 m3/h

L=0,8 m3/h

L=1,2 m3/h

az et

re que l’énergie consommée pour le fonctionnement de l’installation arie de 3,6 à 6,7 kW/m3. Cette énergie est une fonction croissante du débit de gaz et du débit

Figure 2-7 : Evolution de la puissance consommée au niveau de l’installation en fonction du débit de gu débit de liquide. d

L’étude réalisée mont

vde liquide comme l’indique la corrélation suivante :

5,13,04 GL10.3VE −= à + 5 % (2.15)

Pour un rapport L/G compris entre 0,8 et 1,9 l/m3, la consommation énergétique maximale e la colonne à gouttes transportées par volume de réacteur s’élève à 6,7 kW/m3. Cette

re de grandeur que celle (0,9 à 9 kW/m3) z utilisés actuellement dans l’industrie.

dénergie de fonctionnement est du même ordgénéralement rencontrée pour les laveurs de ga

Sachant que l’énergie mesurée dans le cas de la colonne à gouttes transportées tient compte de la séparation gaz-liquide et si de plus on considère que ce procédé sert non seulement pour le lavage mais également pour le dépoussiérage des fumées, il est très avantageux du point de vue énergétique.


33


2.5 Détermination de la Distribution des Temps de Séjour (DTS)

2.5.1 Introduction

En génie des procédés, la description de l’écoulement des phases, leur mode de élang

matière mis en œuvre. La méthode qui permet d’aboutir, par une

permet une description plus globale de l’écoulement en définissant des paramètres et des fonctio rès Villermaux (1993), la notion jour est pour beaucoup un concept uniquement applica e “réacteur” doit être pris dans un sens

les phénomènes physiques en milieu polyphasique, il est nécessaire

rmanent :

arfaitement Agité (ROPA) dans lequel les mo tement dispersées et les temps de séjour sont à priori qu

♦ Le REP avec dispersion axiale,

m e et de mise en contact dans les réacteurs sont nécessaires pour comprendre les phénomènes de transfert deapproche systémique, à cette description des phénomènes d’écoulement dans les réacteurs réels, est la méthode bien connue de la Distribution des Temps de Séjour (DTS).

2.5.2 Aspects théoriques de la DTS ps de séjour proposé par Danckwerts (1953) Le concept de la distribution des tem

ns de distribution aisément accessibles par l’expérience. D’apde distribution des temps de séble aux réacteurs chimiques. Mais en fait le term

très large. En effet, ce concept s’applique à toute portion d’espace traversée par des éléments mobiles qui y séjournent pendant des durées variables : appareils industriels, bassins fluviaux, organes d’un être vivant, etc. Le contexte expérimental et théorique de la distribution des temps de séjour offre une panoplie d’outils efficaces particulièrement bien adaptés à la compréhension et à la maîtrise des facteurs gouvernant les performances d’un réacteur même si cela ne permet pas d’aboutir à une connaissance détaillée de l’écoulement en chaque point. Pour modéliser d’introduire la notion de “ réacteur idéal”, qui fait appel à deux types d’écoulements simples dans les réacteurs en régime pe

a\ Le Réacteur à Ecoulement Piston (REP) dans lequel le temps de séjour est identique pour toutes les molécules. b\ Le Réacteur Ouvert à écoulement P

lécules entrantes sont immédiaelconques. Dans ce type de réacteurs la composition est uniforme en tout point.

L’association de réacteurs idéaux permet de décrire un réacteur “réel” et peut représenter un modèle. Parmi les modèles les plus employés, nous pouvons citer :

♦ La cascade de ROPA, ♦ La cascade de ROPA avec zones mortes ou court-circuit,

♦ Le REP et le ROPA en série ou en parallèle.


34


souvent liées à cette distribution des mps de séjour.

a méthode de la DTS s’applique aux systèmes qui répondent aux hypothèses restrictives uivantes, Villermaux 1993 :

a\ L’écoulement est en régime permanent, b\ L’écoulement est “déterministe”, c'est-à-dire qu’il ne fait pas intervenir de processus

léatoires macroscopiques comme des basculements de fioins à grande échelle de temps et de l’espace, c\ Le fluide est incompressible, d\ L’écoulement à travers les sections d’entrée E et de sortie S se f

convection forcée, à l’exclusion de toute diffusion et de tout mélange en retour, e\ Les conduites d’entrées\sorties sont de petit diamètre devant les dimensions du réacteur

t les écoulements sont de type piston. Dans le cas de ces systèm tions de distribution des

2.5.2.1 Fonctions de Distribution des Temps de Séjour

e permanent, en supposant que l’écoulement à travers les sections d’entrée et de sortie se fait uniquement par convection forcée, à l’exclusion de toute diffusion et de tout mélange en retour, la fonction la plus importa

de probabilité du temps de séjour t

dans le débit de sortie.

0

Figure 2-8 : Distribution des temps de séjour.

Dans les réacteurs réels, les molécules séjournent dans le volume réactionnel pendant des temps t qui dépendent notamment du profil hydrodynamique et de la géométrie du réacteur. Ces temps de séjour peuvent s’écarter notablement du temps de séjour moyen tsm. Il existe donc une distribution des temps de séjour qui dépend du type d’écoulement. Les performances du système en tant que réacteur seront te

Ls

a lets, des créations de tourbillons du m

ait uniquement par

ees, nous pouvons définir plusieurs fonc

temps de séjour. Ces fonctions sont développées dans le paragraphe qui suit.

Dans le cas d’un écoulement en régim

nte est la distribution des temps de séjour E(t) telle que E(t).dt est la fraction du débit de sortie contenant des molécules d’âge compris entre t et t+dt.

E(t) peut être assimilée à la densité

Les conditions de normationimpliquent que :

∫ = 1dt)t(E (2.16)∞

E(t)

t t t+dt


35


La fraction de fluide ayant séjourné plus longtemps que ts dans le réacteur, est donnée par :

(

t

dt)t(E)t(F (2.18)

e temps de passage (τ) à travers le réacteur, est défini comme étant le rapport entre le olume

∫∞

st

dt)t(E 2.17)

La fraction de fluide dont le temps de séjour est inférieur à ts est donnée par la fonction de distribution cumulative définie comme suit :

∫=s

0s

Lv réactionnel (Vr) et le débit volumique du fluide (Q). En utilisant ce temps de passage nous pouvons définir une fonction de distribution en coordonnées réduites, telle que :

E(θ) = τE(t) (2.19)

où τ

=θt représente le temps réduit.

A partir de la distribution des temps de séjour, nous pouvons définir des moments statiques ayant une importance particulière dans l’exploitation des courbes de réponse des réacteurs réels. Le moment d’ordre n par rapport à l’origine est donné par l’expression :

∫∞

(2.20) =µ n dt)t(Et 0

n

Le moment d’ordre 1 représente le temps de séjour moyen des molécules dans le réacteur :

∫=0

sm dt)t(tEt∞

(2.21)

us pouvons exprimer le moment centré comme étant : ∞

n' dt)t(E)tt( (2.22)

2.5.2.2 Détermination expérimentale des fonctions de distribution

e modifiant pas ses caractéristiques hydrodynamiques, mais décelables par une proradioactivité, conductibilité électrique ou thermique, ou spectre d’absorption, etc.

La méth trée système

A l’aide du temps de séjour moyen, no

∫0

smn

Le moment centré d’ordre 2 est la variance de la distribution des temps de séjour qui caractérise son étalement autour de la moyenne.

−=µ

La détermination expérimentale des courbes de distribution des temps de séjour se fait par la méthode des traceurs qui consiste à marquer les molécules entrant dans le réacteur et à suivre leur évolution jusqu`à la sortie et les détecter dans le courant de sortie en fonction du temps. C’est pour cela qu’il faut utiliser comme traceurs des substances miscibles au fluide, ne réagissant pas chimiquement avec lui et n

priété physique caractéristique telle que

ode expérimentale consiste alors à appliquer à l’aide du traceur un signal à l’en

du sans perturber l’écoulement et à observer la réponse à la sortie du système.


36


e peuvent théoriquement être de type quelconque ;

ou

nse

Les signaux injectés dans le systèmcependant il est préférable d’utiliser des signaux particuliers de forme de sorte que la réponse soit facilement exploitable. Les signaux les plus souvent utilisés sont de type échelonimpulsion. a\ Réponse à une injection échelon : La concentration du traceur passe brusquement de 0 à C0 dans l’alimentation à l’instant t = 0. Si CS(t) est la concentration du traceur dans le courant de sortie, la répoindicielle du système pour ce type d’injection est donnée par l’expression suivante :

0

s

C)t(C)t(F =

b\ Réponse à une injection impulsion :

Le mode impulsion consiste à injecter, à l’entrée du réacteur, une quantité donnée de

e Dirac. La réponse impulsionnelle du système est liée à la distribution des temps de séjour E(t) comme suit :

(2.23)

traceur (n0 moles) pendant un temps très court. Cette injection peut être représentée mathématiquement par l’impulsion d

0

s

C)t(C

)t(E =τ

et

(2.24)

où Cs(t) représente la concentration du traceur mesurée dans le flux de sortie,

Vn

C 00 = la concentration qu’aurait le traceur uniformément réparti dans le volume V.

jour dans les divers types de réacteurs

a\ Réacteur à Ecoulement Piston Un réacteur à écoulement piston se comporte comme un retard pur. Tous les signaux ntrant sont donc transmis sans déformation et se retrouvent à la sortie au bout d’un temps

olécules ont le même temps de séjour (tsm = τ = Vr/Q). ans le cas d’une injection impulsion, la DTS est un pic étroit situé au temps τ telle que :

2.5.2.3 Distribution des temps de sé

et = τ. Toutes les mD

)t()t(E τ−δ= (2.25)

\ Réacteur Parfaitement Agité

Considérons le cas d’une injection impulsion, la concentration monte instantanément à 0, puis évolue suivant l’équation :

b C


37


0QCdt

dCV s

sr =+ (2.26)

’intégration de cette dernière équation est immédiate et aboutit à l’expression suivante : L

⎟⎠⎞

⎜⎝⎛

τ−=

texpCC

0

s (2.27)

’où l’expression suivante pour la DTS : D

⎟⎞

⎜⎛−=

texp1)t(E

⎠⎝ ττ (2.28)

La connaissance des fonctions de distribution pour un système donné est très importante en pratique, car, par simple comparaison avec les courbes correspondant aux systèmes idéaux, nous pouvons voir de quel type de réacteur idéal le système réel se rapproche le plus. Si les

ns le cas où les différences sont importantes, les modèles idéaux pourront être combinés ou modifiés de manière à rendre compte du comportement réel du système.

tsm =

c\ Réacteur réel Dans un réacteur réel où l’écoulement est de type quelconque, les courbes de DTS observées sont des courbes intermédiaires entre les deux comportements idéaux, Figure 2-9.

τ 0

parfaitement agité Réacteur

t

E(t) Réacteur piston

Réacteur réel

Figure 2-9 : Distribution des temps de séjour.

différences sont minimes, le système réel pourra être assimilé à un des modèles idéaux. Da


38


2.5.2.4 Interprétation hydrodynamique des esu s de TS. iagnmauvais fonctionnement

oyen de diagnostic pour connaître la structure d’un écoulement dans les

m re D D ostics de

La technique de la distribution des temps de séjour (DTS), au moyen d’un traceur, constitue un msystèmes continus. Dans le cas d’une injection impulsion dans un réacteur fermé à la diffusion et parcouru en régime permanent par un fluide incompressible, le relevé expérimental de la courbe de concentration C(t) permet d’établir la courbe DTS, d’après l’équation :

∫∞

dt)t(C

)t(CE

Nous pouvons également en déduire le temps de passage moyen comme suit :

=)t( (2.29)

0

∫∞=

0

0sm

dt)t(Ct (2.30)

Tandis que le temps de passage des molécules dans le réacteur est donné par l’expression :

∫∞

dt)t(tC

QVr=τ (2.31)

Lorsqu’on compare le temps de séjour moyen avec le temps de passage, plusieurs cas peuvent se présenter :

olume réactionnel inaccessible au uide :

(2.32)

Si tsm = τ ceci signifie que tout le volume interne du réacteur Vr est accessible au fluide,

Si tsm < τ, la courbe expérimentale C(t) présente une traînée qui traduit l’existence d’un volume mort ou stagnant Vm, qui représente une partie du vfl

Vr = Va + Vm

Si on calcule le volume accessible à partir du temps de séjour Va = Qtsm, on peut en déduire la fraction de volume mort à l’aide de l’expression, Villermaux (1993) :

τ−==β sm

r

m t1

VV (2.33)

Si tsm > τ ceci peut signifier qu’il existe un court circébit de court-circuit a pu échapper à l’enre

uit, et que le pic initial correspondant au gistrement. Il faut alors refaire l’injection en

ortant son attention sur les tous premiers instants de la réponse. S’il s’agit d’une injection dp


39


puls

nspiel (1963) :

im ion, on observe un pic de court-circuit sortant immédiatement. S’il s’agit d’une injection échelon, on observe un décrochement immédiat. La fraction de court circuit α s’écrit, Leve

smt1 τ−=α

s au sein de réacteurs réels. La accès à des

aramè s méthodes directes.

Ayant obtenu par la méthode des traceurs une courbe expérimentale de DTS, on se propose de représenter le réacteur réel par un commodément par la suite pour prédire la conversion et pour servir de base à l’extrapolation

lus préconisés sont le modèle piston avec dispersion axiale t le modèle de la cascade de réacteurs ouverts parfaitement agités.

Ce modèle repose sur la superposition d’un écoulement piston convectif de vitesse u et d’une dispersion axiale obéissant formellement à la loi ddonné par :

(2.34)

Ces quelques indications montrent que les mesures de DTS à l’aide de traceurs fournissent un bon nombre de renseignements sur l’écoulement des fluideDTS constitue également un outil de diagnostic très précieux qui donne p tres difficiles à mesurer par de

2.5.2.5 Modélisation des écoulements de fluide

modèle hydrodynamique simple, utilisable

du réacteur. Les deux modèles les pe a\ Le modèle piston avec dispersion axiale

e Fick. Le flux unitaire axial est

zaxax ∂cDcu ∂

−=φ (2.35)

a vitesse axiale et Dax est le coefficient de dispersion axiale qui dépend à la fois du fluide, du régime et de la structure géométrique du réacteur. Pour un écoulement dans un tube vide, il existe plusieurs causes de dispersion : ♦ Le profil radial de vitesse,

La diffusion turbulente, en régime turbulent. En régime turbulent, le critère de la dispersion axiale est caractérisé par le nombre de Péclet :

où uax est l

♦ La diffusion moléculaire, en régime laminaire, ♦

ax

ax

DHu

Pe = (2.36)

Où H est la hauteur de la colonne.


40


our une injection de type impulsion, le bilan sur le traceur s’écrit : P

zcu

²zc²D

tc

axax ∂∂

−∂∂

=∂∂ (2.37)

La résolution de cette dernière équation dépend des conditions aux limites au point d’injection z = 0 et au point de mesure z = H. Dans le cas d’un réacteur ouvert à la dispersion, Villermaux (1993) propose la solution exacte suivante :

( )⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎛ −τ−⎟⎟

⎞⎜⎜⎛

=Peexp

Pe1)t(E2

⎝ τ⎠⎝ πτ t4t

t2

21

(2.38)

En coordonnées réduites, où θ = t/τ, la fonction DTS dépend d’un seul paramètre Pe et s’écrit :

( )⎟⎟⎠

⎞⎜⎝⎠⎝ πθ2⎜⎛

θθ−

−⎟⎞

⎜⎛=θ

41PeexpPe1)(E

221

(2.39)

Pour les autres types de conditions aux limites, la réet ne peut se faire que par des méthodes numériques

verts parfaitement agités L’écoulement d’un fluide dans un réacteur réd’une cascade de N réacteurs identiques parfaitemenunique car il n’y a pas de multiplicité des conditions aux limites.

Figure 2-10 : Modèle des réacteurs ouverts parfaitement agités.

Le temps de passage de ces réacteurs est donné comme suit :

τ1 = 2 = …. k = ….= N =

solution mathématique est plus fastidieuse .

b\ Le modèle de la cascade de réacteurs ou

el de volume Vr peut être assimilé à celui t agités. Ce modèle présente une solution

C0 C1 C2 Ck-1 Ck CN-1 CN

Q

1 2 k NQ

τ τ τ τ1N

(2.40)

avec QVr=τ (2.41)


41


Le bilan dans un réacteur de rang k de la cascade s’écrit :

dtdc

NVQcQc kr

k1k +=− (2.42)

la fonction de transfert : Ce qui correspond à

1

1kc)s(g

−

= k

Ns1c −

⎟⎠⎞

⎜⎝⎛ τ+= (2.43)

La fonction de transfert globale pour toute la cascade est :

N

Ns1)s(G

−

⎟⎠⎞

⎜⎝⎛ τ+= (2.44)

La transformée inverse de G(s) dans le domaine des temps correspond à la fonction de istribution des temps de séjour : d

⎟⎠⎞

⎜⎝⎛

τ−

−⎟⎠⎞

⎜⎝⎛τ

= exp)!1N(

)t(E (2.45) − NttN 1NN

En coordonnées réduites, où θ = t/τ, la fonction DTS dépend d’un seul paramètre N et s’écrit :

( )θ−θ

=θ−

Nexp)N(N)(E1N

− )!1N(

La cascade de réacteurs parfaitement agités permet de faire la transition entre les performances du réacteur agité unique et celles du réacteur piston. En effet, dans la fonction

TS, N = 1

(2.46)

correspond au réacteur parfaitement agité unique et lorsque N → ∞ on se

rminée à l’aide d’une

tassium (KCl) en ison de sa simplicité d’emploi et de facilité de détection à l’aide d’un simple conductimètre.

r quelques modifications au dispositif expérimental :

Drapproche de l’écoulement piston.

2.5.3 Etude expérimentale de la distribution des temps de séjour dans la phase liquide

2.5.3.1 Procédure expérimentale La Distribution des Temps de Séjour en phase liquide est déteinjection de type Dirac d’un traceur de sorte à éviter la perturbation de l’écoulement à l’intérieur de la colonne. Comme traceur nous avons retenu le chlorure de poraPour effectuer les essais de DTS, il est nécessaire d’apporte


42


♦ La colonne à gouttes transportées doit fonctionner en circuit ouvert côté liquide. ♦ Une électrovanne normalement fermée NF s instal e sur circu liqui

(côté bas) de la colonne à gouttes transportées. ♦ Un réservoir, sous pression, contenant 50 ml d’une solution de KCl à 3 moles/l est relié

à cette électrovanne. L’injection instantanée est alors commandée par un bouton poussoir qui

T qui assure deux sorties, l’une renvoie eau à l’égout et la seconde alimente un bécher spécialement conçu pour effectuer de manière

eter (Annexe 2). Un enregistreur est relié au conductimètre et les mesures obtenues sont sous forme de courbes de conductivité en fonction du temps. L’acquisition des données se fait avec un pas de temps compris entre 5 et 10 secondes selon la durée totale de la DTS. Le nombre de points doit être

tion de Cl à partir de la conductivité mesurée. Cette courbe est établie à partir de plusieurs solutions

(conformément aux conditions de ncentrations.

partir

lation suivante :

e t lé le it de à l’entrée

ouvre l’électrovanne et libère ainsi la quantité de traceur contenu dans le réservoir. ♦ Après le séparateur, on installe un raccord en

l’continue la mesure de la conductivité à l’aide d’un conductimètre XE130-Radiom

suffisamment grand pour discrétiser correctement les courbes. La courbe d’étalonnage (Annexe 2) nous permet d’obtenir la concentration de la soluKétalons préparées avec l’eau du réseau urbain fonctionnement de la colonne) et du KCl à différentes coA des courbes expérimentales de concentrations obtenues, CKCl(t), nous avons pu tracer les courbes expérimentales de DTS du module (colonne + séparateur), Eexp. Le temps de séjour moyen sera calculé par la re

∫ KCl dt)t(C

∫ KCl dt)t(tC

∞= 0smt

∞

0

(2.47)

us les courbes CKCl(t) et tCKCl(t). Pour cela, nouDéterminer tsm revient à calculer le rapport des aires so

s avons employé la méthode des trapèzes. La détermination de la fonction Eexp(t) se fait en utilisant la formule :

∫∞

0KCl dt)t(C

Les de écoulement des fluides, le réacteur piston avec dispersion axiale et la cascade de réacteurs uverts parfaitement agités, données respectivement par les équations (2.38) et (2.45).

= KClexp

)t(C)t(E (2.48)

courbes Eexp(t) ainsi obtenues seront comparées avec celles des deux modèles l’o


43


2.5.3.2 Résultats expérimentaux et discussion Plusieurs expériences ont été réalisées en faisant varier les débits de gaz et de liquide. Le tableau ci-dessous résume les conditions opératoires pour la détermination de la DTS : Pression totale 1 atm Température de l’essai 293 K Concentration de la solution de KCl 3 mole/l Gaz Air Vitesse du gaz 10 – 12 m/s Débit de gaz 636 – 768 m3/h Débit de liquide 0,6 – 1,2 m3/h

Tableau 2-1 : Conditions opératoires utilisées pour la détermination de la DTS liquide.

Pour chaque point de fonctionnement (L et G fixés), la variation de la conductivité de la solution en fonction du temps est enregistrée après une injection impulsion de type Dirac. La figure 2-11 présente la courbe de conductivité en fonction du temps pour L = 1,2 m3/h et G =768 m3/h.

0,0

0,5

0 40 80 120 16

C

1,0

2,0

2,5

3,0

0 200temps (s)

ondu

c/c

m)

1,5

tivité

(mS

Figure 2-11 : Variation de la conductivité en fonction du temps pour L = 1,2 m /h et G = 768 m3/h.

Nous avons établi un programme d’ uisition de nnées en F TRAN où les courbes de variation de la conductivité en f ction du tem s sont d’abord converties en

ps de séjour moyen dans la colonne et la courbe de DTS

3

acqon

dop

OR

courbes de concentration à l’aide de la courbe d’étalonnage du conductimètre. Puis on détermine pour chaque essai le tem


44


expérimentale Eexp(t) respectivement par les relations (2.47) et (2.48). La courbe de DTS pour G = 768 m3/h et L = 1,2 m3/h est donnée par la figure ci-dessous :

0,000

0,005

0,010

0,015

0,020

0,025

0,030

0 40 80 120 160 200temps (s)

E exp

(s-1

)

Figure 2-12 : DTS pour L = 1,2 m3/h et G = 768 m3/h.

Le même programme permet de comparer les courbes expérimentales de distribution des temps de séjour avec les courbes théoriques d’une cascade de N réacteurs ouverts parfaitement agités et d’un réacteur piston avec dispersion axiale. Pour l’ensemble des points choisis, nous pouvons constater du tableau 2-2 que les courbes Eexp(t) sont pratiquement confondues avec la courbe correspondant à N=1. Nous pouvons ainsi modéliser l’écoulement liquide dans la colonne à gouttes transportées comme étant celui

représentatif de l’écoulement dans la colonne à gouttes transportées.

d’un réacteur ouvert parfaitement agité. En effet, le réacteur piston avec dispersion n’est pas

L = 0,6 m3/h L = 0,8 m3/h L = 1,0 m3/h L = 1,2 m3/h G = 636 m3/h 1 2 1 1 G = 700 m3/h 1 1 1 2 G = 763 m3/h 1 1 2 1

Tableau 2-2 : Nombre de réacteurs parfaitement agités (N) de la cascade pour les différents points de nctionnement étudiés.

exp th

arfaitement agités, N variant de 1 à 5 pour les points de fonctionnement = 763 m3/h, L = 1,2 m3/h) et (G = 700 m3/h, L = 0,6 m3/h) respectivement.

fo

Les figures 2-13 et 2-14 illustrent, à titre d’exemple, la comparaison entre les courbes entales E (t) et les courbes théoriques E (t) pour une cascade de N réacteurs expérim

p(G


45


0,005

0,010

0,015

0,020

0,025

0,030

0,035E

(t) e

n s-1

0,0000 40 80 120 160 200

temps (s)

N=1

N=2

N=3

N=4

N=5

Eexp

Figure 2-13 : Comparaison de la DTS eparfaitement agités pour L = 1,2 m3

xpérimentale avec le modèle de la cascade de réacteurs 3/h.

/h et G = 763 m

0,030

0,010

5

0

E(t)

en

s-1

0,01

0,02

0,025 N=1

N=2

N=3

N=4

N=5

Eexp

0,005

0,0000 40 80 120 160 200

temps (s)

Figure 2-14 : Comparaison de la DTS expérimentale avec le modèle de la cascade de réacteurs parfaitement agités pour L = 0,6 m3/h et G = 700 m3/h.


46


é, nous avons tracé les courbes de DTS xpérimentales Eexp(t) en fonction des courbes théoriques Eth(t). Dans l’ensemble du domaine

lés pour le point (G = 763 m3/h, L = 1,2 m3/h) et le point = 700 m3/h, L = 0,6 m3/h) sont donnés par les figures 2-15 et 2-16 ci-dessous.

Pour estimer les écarts ∆E, entre les courbes de DTS expérimentales et les courbes théoriques d’un réacteur ouvert parfaitement agitede fonctionnement choisi, cet écart ne dépasse pas les 10 %. Les écarts ∆E calcu(G

0,025

0,030

0,010

0,015

0,020

Eth

éo (s

-1

0,000

0,005

0,035

0,000 0,005 0,010 0,015 0,020 0,025 0,030

)

Eexp (s-1)

+5%

-5%

Figure 2-15 : Ecart entre les courbes E théorique et E expérimentale pour L = 1,2 m3/h et G = 763 m3/h.

0,000

0,005

0,010

0,015

0,020

0,025

0,030

0,035

héo

(s-1

)

0,000 0,005 0,010 0,015 0,020 0,025 0,030Eexp (s-1)

Et

+8%

-8%

Figure 2-16 : Ecart entre les courbes E théorique et E expérimentale pour L = 1,2 m3/h et G = 700 m3/h.


47


Dans le domaine de fonctionnement choisi, nous avons comparé le temps de passage u liquide τL avec le temps de séjour moyen tsm. Pour déterminer le temps de passage, nous vons employé l’expression suivante :

da

LVL

L =τ (2.49)

andis que le temps de séjour moyen a été calculé à partir des courbes expérimentales de DTS ar la formule (2.33). Le tableau 2-3 présente quelques résultats obtenus :

G (m3/h) L (m3/h) τL (s) tsm (s) α

Tp

636 1,0 23,4 35,1 0,33 636 1,2 22,5 29,9 0,25 700 0,6 33,0 34,3 0,04 700 1,0 25,2 26,6 0,05 763 1,0 27,0 33,7 0,12 763 1,2 24,0 32,1 0,25

Tableau 2-3 : Comparaison entre le temps de passage et le temps de séjour moyen pour différents points de fonctionnement.

D’après ce dernier tableau, nous pouvons constater que le temps de set le temps de passage du liquide dans la colonne (τ

éjour moyen (tsm) ependant le temps

séjour moyen est légèrement supérieur au temps de passage, ceci traduit la présence d’un urt-circuit dont le pic initial aurait pu nous échapper lors des manipulations. La colonne à

gouttes transportées peut être assimilée à un réacteur parfaitement agité mais elle présente uncourt-circuit, une partie α du débit de liquide entrant court-circuite le réacteur et sort quasimmédiatement. Le reste du débit subit une agitation parfaite. Toutefois, la fraction α du débide court-circuit ne dépasse pas la valeur de 35 %.

2.6 Conclusion Lors de ce chapitre, nous avons réalisé une première étude qui a permis de maîtrisercorrectement le fonctionnement de la colonne à gouttes transportées. Nous avons tout d’abord déterminé les pertes de charge, la rétention liquide et l’énergieconsommée au niveau de l’installation. Ces grandeurs ont été corrélées en fonction du débide gaz et du débit de liquide circulant dans la colonne. Les pertes de charge et la consommation d’énergie au niveau de l’installation sont comparables à celles des autres procédés de lavage des gaz et sa rétention liquide qui ne dépasse pas les 16 % est assez faible. Ce type de contacteur gaz-liquide n’est sans doute pas adapté à l’absorption de gaz suivie d’une réaction chimique lente.

L) sont très proches. Cdeco

i t

t


48


Par la suite, nous avons appliqué la méthode de la distribution des temps de séjour (DTS) pour étudier le comportement hydrodynamique de la colonne à gouttes transportées.

’évaluation de la DTS par traçage au chlorure de potassium a permis de déterminer la nature

ui d’un réacteur parfaitement agité ayant une i ne dépasse pas les 35 %. Cet écoulement est peu influencé par le

ébit des fluides traversant la colonne.

e l’écoulement du gaz a pu être vérifiée lors de l’étude du traitement des effluents gazeux du ch

Lde l’écoulement du liquide qui s’apparente à celfraction de court-circuit qud

Si l’étude de la DTS côté liquide s’est avérée relativement simple, il n’en est pas de même pour la phase gazeuse. Nous nous sommes heurtés à des problèmes de détection du gaz traceur en tête de colonne. L’étude de la DTS gaz n’a pu être réalisée ce qui nous a conduit à supposer l’écoulement du gaz comme étant de type piston pour la suite de l’étude où il est question de déterminer les paramètres de transfert de matière. Cette supposition sur la nature d

apitre 4.


49


Chapitre 3

gaz-liquide de la colonne à gouttes transportées

Détermination des paramètres de transfert de matière


Chapitre 3 : Détermination des paramètres de transfert de matière gaz-liquide de la colonne à gouttes transportées décembre 2002

Traitement des effluents gazeux sous hautes vitesses de gaz. Page 50

gaz-liquide de la colonne à gouttes transportées

NTRODUCTION

a et le coefficient volumétrique de transfert de matière côté gaz kGa. La connaissance de ces paramètres est nécessaire pour le dimensionnement des réacteurs gaz-liquide. Ce chparamètres dans la colonne à gouttes transportées.

réaction chimique. Nous

iques de leurs écoulements. Sont présentées dans ce chapitre, les valeurs de a, kGa et kLa des réacteurs gaz-liquide couramment synthèse bibliographique des principaux travaux concernant la détermination des paramètres de transfert de matière dans les colonnes à pulvérisation classiques dont le principe de

Dans la seconde partie de ce chapitre, nous déterminons expérimentalement l’aire interfaciale, le coefficient volumétrique de transfert de matièrde transfert de matière côté gaz de la colonne à gouttes transportées. L’aire interfaciale a est déterminée par une absorption en présence d’une réaction chimique rapide de pseudo-premier

suré à l’aide d’une absorption avec une réaction chimique en régime stantané.

3 Détermination des paramètres de transfert de matière

I

Parmi les principaux paramètres influençant le transfert de matière pouvant avoir lieu entre un gaz et un liquide il est possible de citer l’aire interfaciale a, le coefficient volumétrique de transfert de matière côté liquide kL

apitre concerne la détermination de ces

Dans la première partie de ce chapitre, nous présentons les principaux modèles de transfert matière établis pour l’absorption gaz-liquide avec ou sans de

décrivons également les principales méthodes de détermination des paramètres de transfert de matière.

La détermination de ces paramètres de transfert de matière permet d’établir des lois les reliant ux caractéristiques physico-chimiques des phases gaz et liquide et aux conditions a

hydrodynamrencontrées en génie des procédés et une

fonctionnement se rapproche de celui de la colonne à gouttes transportées.

e côté liquide et le coefficient volumétrique

ordre, le coefficient kLa est déterminé par une méthode d’absorption sans réaction chimique tandis que le kGa est meinDes corrélations ont été proposées pour relier ces grandeurs aux débits des fluides circulant dans la colonne à gouttes transportées.


IES Fairouz K.

Thèse en Sciences et Techniques du Déchet / 2002 Institut National des Sciences Appliquées de Lyon Ecole Doctorale de Chimie de Lyon (Chimie, Procédés, Environnement)

Partie A

atière gaz-liquide

K

Aspects théoriques du transfert de m



ventuellement réagir avec la phase liquide. Le flux de transfert de matière dû à un mécanisme de transport par diffusion moléculphase liquide, est donné par la loi de Fick comme suit :

−=ϕ (3.A.1)

our caractériser le transfert de matière dans une phase, un coefficient partiel ou local de ansfert de transfert de matière kL en phase liquide et kG en phase gazeuse ont été définis. Ces

n et une force motrice aractéristique qui peut être, selon la phase un gradient de concentration ou de pression.

3.A spects théoriques du transfert de matière gaz-liquide A

3.A.1 Coefficients de transfert de matière Dans les contacteurs gaz-liquide, le soluté gaz (A) diffuse à travers l’interface ; il est alors absorbé et peut é

aire de ce soluté gaz vers une

AA CgradD→

où ϕ est le flux spécifique d’absorption gaz-liquide, DA est le coefficient de diffusion moléculaire et CA la concentration du soluté dans la phase liquide. Ptrcoefficients représentent le rapport entre le flux d’absorptioc

0AAiL CC

k−ϕ

= (3.A.2)

où CA0 et CAi sont les concentrations du soluté A respectivement dans le liquide et à l’interface gaz-liquide.

AiAG PP

k−ϕ

= (3.A.3)

où PA est la pression partielle du soluté A dans la phase gaz et PA sion partielle à

interface gaz-liquide.

positions du soluté à l’interface. Il est donc préférable de définir des co e t

i sa presl’ Cependant, il est difficile de déterminer expérimentalement les com

efficients d ransfert globaux tels que :

0AC−ϕ

*A

L CK (3.A.4) =

*AA PP −

ϕ= (3.A.5) GK




où PA* et CA

* sont des grandeurs fictives représentant la pressionde phases qui seraient en équilibre avec des mélanges de pression partielle PA

concentration CA.

itivité des résistances, la résistance globale au transfert est la somm

partielle et la concentration et de

D’après les relations d’add

e des résistances globales dans les deux couches limites de part et d’autre de l’interface.

LGG kHe

k1

K1

+= (3.A.6)

GLL kHe111

+= (3.A.7) kK

où He est la constante de la loi de Henry. Lorsque le gaz est peu soluble, la constante de Henry est grande et la résistance de transfert de matière côté gaz est négligeable. Le phénomène d’absorption est alors contrôlé par la phase liquide

.A.2

iques des hases en présence et aux conditions hydrodynamiques de leur écoulement. Ces modèles

s’appuient sur des hypothèses différentes selon que l’absorption ait lieu accompagnée ou non de réaction chimique. Parmi ces modèles de transfert de matière, nous pouvons citer :

♦ Le modèle du double film de Lewis et Whitman (1924),

♦ Le modèle de renouvellement de surface de Danckwerts (1951),

♦ Le modèle de Bakowski (1966),

♦ Le modèle de Noyes et coll. (1992).

ette synthèse bibliographique, nous allons développer les trois premiers modèles, le modèle du double film de Lewis et Whitman etsavoir le modèle de Higbie et le modèle de Danckwerts.

.

3 Modèles de transfert de matière gaz-liquide

Les transferts de matière dans les réacteurs gaz-liquide sont souvent complexes car diffusion, convection et réaction chimique ont lieu simultanément. Dans ces réacteurs, l’absorption est le phénomène global de passage d’un soluté gazeux dans le liquide. Plusieurs modèles ont été proposés pour expliciter une loi phénoménologique du transfert et en particulier de relier le coefficient de transfert aux caractéristiques physico-chimp

♦ Le modèle de pénétration de Higbie (1935),

Lors de c

ceux basés sur la théorie de la pénétration, à




l’interface de la phase gazeuse vers la hase liquide puis dissolution sans réaction dans le liquide. La représentation de base du ansport du gaz soluté est fondée sur le concept de l’additivité des résistances en phase azeuse et en phase liquide. En négligeant la résistance interfaciale, le flux global

3.A.2.1 Absorption en absence d’une réaction chimique Dans ce cas, il y a transfert du soluté à travers

ptrgd’absorption est alors :

)PP(ak)CC(aka AiAG0AAiL −=−=ϕ=φ (3.A.8)

φ est le flux d’absorption ramené au volume de la phase liquide, a est l’aire interfaciale par unité de volume. Le calcul du flux spécifique nécessite l’acquisition expérimentale des différents coefficients. Pour cela on présente les méthodes de détermination de ces paramètres ainsi qu’un aperçu des principaux modèles existants dans la littérature.

3.A.2.2 Modèle du double film de Lewis et Whitman

Ce modèle est basé sur l’existence d’un mince film stagnant adjacent à l’interface gaz-nc t de

on est maintenueons z dissous est transféré vers le liquide uniquement

ar diffusion moléculaire à travers le film. A concentrations du soluté en phase gazeuse et eoncentration du gaz transféré est linéaire à l’intérieur du film aussi bien du côté gaz que du

dans le film décroît de CCA0 au sein du liquide (Figure 3-A-1).

liquide et toute la résista e au transfer matière est localisée dans ce film. Au voisinage de l’interface, l’écoulement est laminaire alors qu’il est turbulent loin de l’interface. Dans la phase liquide au-delà de ce film, la compositi constante par la turbulence. Ce modèle c idère que le gap l’interface, il n’y a aucune résistance et les

n phase liquide sont en équilibre. Le profil de ccôté liquide. La concentration en gaz dissous Ai à l’interface, jusqu’à




n tenant compte de ces hypothèses, l’équation décrivant le transfert de matière est :

Figure 3-A-1 : Modèle du double film de Lewis et Whitman (1924).

E

0²dxA

avec les conditions aux limites côté liquide : quand x = 0 ⇒ C

C²dD A = (3.A.9)

modèle conduit à l’expression suivante du flux pécifique d’absorption :

A = CAi

et quand x = δL ⇒ CA = CA0

Dans le cas d’une interface plane, ces

)PP(D

)CC(DAiA

G

AG0AAi

L

AL −δ

=−δ

=ϕ (3.A.10)

DAL et DAG désignent respectivement les coefficients de diffusion du soluté A dans la phase iquide et la phase gazeuse. l

Avec L

ALL

Dkδ

= (3.A.11)

G

AGG

Dk

δ= (3.A.12)

Les épaisseurs δL et δG dépendent de la géométrie, des propriétés physiques et de agitati

l’ on des phases. Elles sont les résultats des conditions hydrodynamiques de mise en contact du gaz et du liquide.

Interface

Liquide

CA0

CAi

PAi

δG 0 δL x

PA

Gaz

Film gaz

Film liquide




3.A.2.3 Modèle de pénétration de Higbie

Dans le modèle de Higbie (figure 3-A-2), l’interface est renouvelée de manière

au de l’interface, absorbe le gaz soluble comme une couche de liquide mobile d’épaisseur infinie. Ces éléments liquides se chargent et se déchargent par diffusion

Le modèle de Higbie conduit à l’expression suivante du flux spécifique d’absorption :

aléatoire par des éléments en provenance de l’intérieur du liquide. Chaque élément au contact du gaz au niveimmoléculaire en régime transitoire. On suppose que la durée du contact avec le gaz (τc) est la même pour tous les éléments liquides. Pendant cette durée, chaque élément liquide absorbe la même quantité de gaz par unité de surface.

Figure 3-A-2 : Modèle de Higbie (1935).

)CC(D

2 0AAic

AL −πτ

=ϕ (3.A.13)

et le coefficient de transfert de matière côté liquide, kL, est donné en fonction du temps de contact :

cL πτ

ALD2k = (3.A.14)

Le kL ainsi exprimé représente la valeur moyenne de la conductance de transfert de matière entre l’instant t = 0 et t = τc. Cette conductance dépend du temps de contact qui prend en compte les propriétés hydrodynamiques du système.

Interface

Couche liquide de profondeur infinie

CAi

PAi

PA

Gaz

Film gaz

CA0

δG 0 x




La théorie de Danckwerts est basée sur le renouvellement des éléments liquides situés à l’interface par des éléments venus de lCependant cela suppose que la probabilité qu’un élément liquide à l’interface soit remplacé

elée par unité de temps. Dans e cas, le flux spécifique d’absorption ϕ s’écrit :

3.A.2.4 Modèle de renouvellement de surface de Danckwerts

’intérieur du liquide par diffusion transitoire.

par du liquide frais est indépendante du temps que cet élément a déjà passé au niveau de l’interface. Ce transfert de matière est plutôt caractérisé par une vitesse de renouvellement de surface (s). Cette vitesse représente la fraction de surface renouvc

)CC(sD 0AAiAL −=ϕ (3.A.15)

lement de surface s est le paramètre qui rend compte des effets hydrodynamiques du système sur le transfert de matière, comme l’indiqu

Interface

Figure 3-A-3 : Modèle de Danckwerts (1935).

Dans le modèle de Danckwerts, la vitesse de renouvel

e l’expression de la conductance :

sDk ALL = (3.A.16) Comm odèle de Higbie, le coefficient de transfert de matière kL est proportionnel à e pour le m

ALD

.

Bien que les théories transitoires de Higbie et de Danckwerts soient plus proches de la réalité avec leur dépendance de kL en ALD , la vieille théorie du double film reste la plus utilisée car s on intérêt principal réside dans sa simplicité.

δG 0 x

Couche liquide de profondeur infinie

CA0

CAi

PAi

Film gaz PA

Gaz




3.A.2.

A qui réagit de façon irréversible avec un réactif liquide B selon la réaction :

pour une réaction d’ordre m par rapport à A et n par rapport à B, la vitesse de consommation

5 Absorption en présence d’une réaction chimique Généralement, les opérations de traitement des effluents gazeux par lavage sont

associées à une réaction chimique en phase liquide. Si on considère un système gaz-liquide contenant un soluté gazeux

oduitsPrzBA mnk⎯⎯→⎯+ (3.A.17)

de A dans la phase liquide est de la forme :

[ ] [ ]nBm

AmnA CCkr =

pte dans les expressions du flux spécifique d’absorption ide par un facteur appelé facteur

d’accélération noté E.

lération E représente le rapport du flux moyen d’absorption dans un liquide agité en présence de réaction chimique au flux d’absorption purement physique lorsqu’il n’y a pas de gaz dissous au sein du liquide. Dans le cas d’une réaction d’ordre m+n, il est possible de définir un nombre adimensionnel traduisant le critère de Hatta, tel que :

(3.A.18)

kmn est la constante cinétique de la réaction chimique.

L’effet de l’accroissement de la vitesse avec laquelle le soluté franchit l’interface pour passer dans le liquide est pris en comen multipliant le coefficient partiel en phase liqu

Le flux spécifique d’absorption avec réaction chimique s’écrit :

)CC(aEk)PP(aka 0AAiLAiAG −=−=ϕ=φ (3.A.19)

Le facteur d’accé

n0B

1mAiALmn

L

CCDk1m

2k1Ha −

+= (3.A.20)

où CAi est la concentration du soluté à l’interface gaz-liquide et CB0 est la concentration du réactif B dans le liquide loin de l’interface. Le nombre de Hatta représente l’importance relative du transfert de matière (kL) et de la vitesse de réaction (kmn). C’est ce nombre qui détermine si la réaction a lieu entièrement dans le liquide, dans le film diffusionnel ou dans les deux. Il indique également si le flux global d’absorption est déterminé par la cinétique de réaction ou par les caractéristiques du transfert de matière.




Le param il représente le rapport de la conv nt le film par diffusion.

ns :

ètre de conversion M est le carré du nombre de Hatta,ersion maximale possible dans le film à la quantité traversa

Le facteur d’accélération instantané Ei représentant le rapport des diffusivités et des concentratio

Ai

0B

AL

BLi C

CzDD1E +=

Les phénomènes de transfert de matière

(3.A.21)

DAL et DBL désignent respectivement les coefficients de diffusion du soluté A et du réactif B dans le liquide.

entrent alors en compétition avec la réaction chimique, ce qui entraîne des variations de E en fonction de Ha. La relation qui lie E et Ha dépend du modèle de transfert de matière utilisé. Pour des réactions irréversibles de premier ou de pseudo-premier-ordre, nous aurons les relations suivantes :

♦ modèle de Lewis et Whitman Hath

HaE = , (3.A.22)

2Ha1E += , (3.A.23♦ modèle de Danckwerts )

♦ modèle de Higbie ⎥⎦⎣ ⎠⎝ π⎠⎝ π⎠⎝ Ha2Ha8

Dans le cas de réactions d’ordre quelconque, où les résolutions mathématiques des

équations de diffusion sont complexes, il est préférable d’utiliser le diagramme de Van revelen et Hoftijzer (1948) donnant la variation du facteur E en fonc

⎤⎢⎡

⎟⎟⎞

⎜⎜⎛−+⎟⎟

⎞⎜⎜⎛

⎟⎞

⎜⎛ π+=

2

2

Ha4exp1Ha2erf1HaE (3.A.24)

tion du nombre de atta, Figure 3-A-4.

KH



E

Figure 3-A-4 : Diagramme de Van K

Traitement des effluents gazeux sous hautes vitesses de gaz.

e pour mainten

La valeur du critère de Hatta permet de

réactionnels particuliers qui se caractérisent par l’(kL) et de la vitesse de la réaction chimique (kobtiendrons une expression du flux d’absorptioncoefficients de transfert de matière, soit l’aire inter

3.A.2.5.1 Régime de réaction lente (Ha < 0, Dans ce cas, une partie appréciable du ga

réagissant dans le film est négligeable. Le phénomune absorption physique suivie d’une réaction au réaction, la constante cinétique et le nombre de proche de l’unité.

orsque la réaction est assez rapidLsein du liquide proche de zéro, le flux d’absorption

AiLaCk=φ


Ei - 1

revelen et

Page 59

Hoftijzer (1948).

ir la concentration (CA0) du gaz dissous au L selon la relation :

distinguer un certain nombre de régimes importance relative du transfert de matière mn). Pour chaque régime chimique, nous

et nous pourrons ainsi déterminer soit les faciale, soit les deux, Laurent (1975).

3)

z absorbé réagit, mais la proportion de A ène de transfert peut être considéré comme sein du liquide. Pour ce type de régime de Hatta sont faibles et le facteur E est très

est proportionnel à k

(3.A.25)

Ha


Cette relation signifie que le flux d’absorption dépend uniquement du transfert de matière à travers le film diffusionnel. Ce résultat est la base de la détermination du coefficient kLa, par mesure du flux d’absorption en présence de réaction chimique.


60

ire (0,3 < Ha < 3)

ction a un eff

3.A.2.5.2 Régime de réaction intermédia Pour ce type de régime, la réaction est assez rapide pour qu’une partie importante du

gaz absorbé réagisse dans le film diffusionnel et ne soit pas transféré dans le liquide où la concentration CA0 est très faible. La réaction a lieu simultanément dans le film et au sein du liquide. Comme le facteur d’accélération est nettement plus grand que l’unité, la réa

et appréciable sur le flux d’absorption. L’expression du flux d’absorption, pour une réaction irréversible d’ordre global égal à 2 et pour une résistance en phase gazeuse négligeable, est donnée par :

2L0B2ALAi kCkDaC +=φ (3.A.26)

chimique interviennent dans l’expression du flux. Ce

et a lieu exclusivement dans le

où k2 est la constante cinétique de second ordre. Cette relation montre que les caractéristiques hydrodynamiques et la cinétique

résultat est employé pour la détermination simultanée de l’aire interfaciale (a) et du coefficient de transfert de matière (kL).

3.A.2.5.3 Régime de réaction rapide (Ha > 3) Dans ce régime la conversion maximale possible dans le film peut être beaucoup plus

grande que ce que peut transférer le film. La réaction est rapide film. La concentration en soluté (A) au sein du liquide est pratiquement nulle. On obtient

alors l’expression suivante pour le flux :

AiLaCEk=φ (3.A.27)

Pour ce type de régime, plusieurs cas limites peuvent être distingués en fonction des valeurs

rès supérieure à CAi, et le réactif B dif

du nombre de Hatta et du facteur d’accélération instantané.

3.A.2.5.4 Réaction rapide du pseudo-premier ordre. Pour une réaction rapide, le gaz dissous réagit entièrement dans le film diffusionnel. Si

de plus la concentration du réactif B au sein du liquide est tfuse suffisamment vite vers l’interface pour qu’il n’y ait pas d’appauvrissement notable en

B cela permet de supposer que CB est constante et sensiblement égale à CB0. Cela se traduit par la condition suivante :



61

2EHa3 i<< (3.A.28)

Dans cas, il y a égalité entre Ha et E, et le flux d’absorption s’écrit :

0B2ALAi CkDaC=φ (3.A.29)

Ainsi, le flux d’absorption pour une réaction rapide du pseudo-premier ordre est indépendant

ion instantanée (Ha >5 ∼ 10Ei)

du coefficient kL. Ce cas particulier est la base de la détermination de l’aire interfaciale.

3.A.2.5.5 Réact

La vitesse de la réaction est élevée, la concentration du réactif B devient inférieure à la solubilité du gaz (Ei petit) ou alors le transfert de matière par absorption est faible (Ha très grand) car le gaz A dissous réagit instantanément avec le réactif B. La région proche de l’interface est tellement appauvrie en réactif B que le flux d’absorption est déterminé par la diffusion seule, tel que :

⎟⎟⎠

⎜⎜⎝+==φ

Ai

0B

AL

BLAiLiAiL zCD

1aCkEaCk (3.A.30)

⎞⎛ CD

Figure 3-A-5 : Réactions instantanées dans un système gaz-liquide.

(a) régime instantané classique et (b) régime instantané de surface

Lorsque la concentration et la pression du soluté A sont nulles au niveau de l’interface (CAi = 0 et PAi = 0), on est en présence d’une réaction instantanée de surface qui satisfait la condition :

Interface

Liquide CB0

CBi

PA

Gaz

δG 0 δL x (b)

Interface

Liquide CB0

CAi

PA

Gaz

δG 0 δR δL x

PAi

Plan de réaction

(a)

Chapgaz-l

itre 3 : Détermination des paramètres de transfert de matière de de la colonne à gouttes transportées décembre 2002iqui

Trai nt Page Cas de la colonne à gouttes transportées

62teme des effluents gazeux sous hautes vitesses de gaz.

0BAL

BLLAG C

zDDakaPk << (3.A.31)

Dans ce cas, la résistance en phase gazeuse n’est pas négligeable et le flux d’absorption est entièrement déterminé par le transport de A à travers le flux diffusionnel gazeux :

AGk aP=φ (3.A.31)

Ce me ique du produit kTous ces résultats ont été obtenus dans le cadre de la théorie du double film de Lewis et Whitm Les m mprès

3.A.3 Paramètres de transfert de matière des divers réacteurs gaz-liqu Le tableau ci-dessous rassem le un certain nomréacteurs gaz-liquide. Les chiffres mentionnés sont des valeurs courammeaires interfaciales (a), rétentions du gaz (εg) ou du liquide (εl) et des coefficients de transf Ga), Charpentier et coll. (1965). Appareillage Phase

continue % ique de la phase dispersée (m2 3réac

kLa (10-2 s-1)

kGa (10-5 mole/sm3Pa)

nt rencontrées des

régi de réaction instantané de surface sert de base à la détermination par voie chimGa.

an.x m

odèles transitoires de renouvelle ent de surface conduisent à peu de choses au êmes résultats, Villermaux (1993).

ide

b bre de caractéristiques concernant les

des ert de matière gaz-liquide (kLa et k

volum a /m teur)

Colo ull Liquide 60 – 98 50 – 600 0,5 - 12 25 – 1200 nne à b es Cuve agité Liquide 20 – 95 ……… e 100 - 2000 0,3 – 80 Colonne à garnissage à contre courant

Gaz 2 -25 10 - 350 0,04 - 7 0,2 – 700

Colonne à garnissage à co-courant

Gaz 2 – 95 10 - 1700 1 – 5100 0,04 – 10000

Colonne àcalottes

L 1 00 550 - 6000 75 – 1200 plateaux à iquide 0-95 150 - 6

Colo perforée

Liquide 10 – 95 7,5 – 60 75 – 3000 nne à plateaux 150 - 500

Venturi Gaz 2 – 10 320 – 25000 160 - 2500 ………. Colo à Gaz/Liq ………. 50 – 8000 nne film 100 - 1000 ………. Colonne classique à pulvérisation

Gaz 2 – 20 10 - 100 0,07 – 1,5 5 – 200

Tableau 3-A-1 : Taux de rétention, aire interfaciale et coefficients volumétriques de transfert de matière des contacteurs gaz de [Roi . (1997)]. -liqui zard et coll



n ce qui concerne les coefficients de transfert de matière, les valeurs de kG et kL semblent épendre du type d’appareillage, kG est voisin de 0,02 m/s alors que kL est 100 fois plus faible rambouze (1993)].

.A.4 Transfert de matière dans les colonnes classiques à ulvérisation

Le principe de la colonne à gouttes transportées consiste à capter des polluants gazeux

ar des gouttes de liquide. Dans ce réacteur, le gaz qui traverse la colonne à grandes vitesses 10 m/s) circule de bas en haut et à co-courant avec le liquide qui est dispersé sous forme de

outtes. Dans la littérature, il existe peu de données sur ce type de contacteur gaz-liquide ce ené à comparer la colonne à gouttes transportées, qui est destinée au traitement

s les fumées d’UIOM, aux colonnes classiques à pulvérisation, qui ées pour ce type d’application, afin de mettre en évidence les nts de notre nouveau procédé.

ide ne

rétention de liquide, une aire interfaciale et un coefficient de transfert de matière côté liquide faibles alors que le coefficient de transfert de matière côté gaz est comparable à celui des autres réacteurs gaz-liquide. Ces colonnes à pulvérisation sont employées pour réaliser des réactions rapides voir instantanées. Elles sont généralement munies de dévésiculeurs destinés à arrêter les fines gouttelettes formées lors de la pulvérisation de liquide, Trambouze (1993).

La détermination expérimentale des paramètres de transfert de matière a pour objectif d’établir les lois phénoménologiques qui relient le coefficient de transfert de matière et l’aire interfaciale aux conditions hydrodynamiques de l’écoulement des phases gaz et liquide. Dans cette partie, une synthèse de ces lois est proposée. Des corrélations basées sur l’analyse dimensionnelle sont établies à partir de résultats expérimentaux et concernent plus particulièrement l’aire interfaciale a, le coefficient volumétrique de transfert de matière côté liquide kLa et le coefficient volumétrique de transfert de matière côté gaz kGa.

3.A.4.1 Aire interfaciale a De nombreuses études ont été entreprises pour déterminer l’aire interfaciale dans les olonnes à pulvérisation. Il en résulte que les valeurs de l’aire interfaciale a augmentent avec débit liquide à cause de la croissance de la surface d’échange et de la vitesse des gouttes, de ême une diminution du diamètre des gouttes fait augmenter cette aire interfaciale.

Il a été également constaté que l’aire interfaciale est aussi une fonction de la vitesse des gaz circulant dans ce type de réacteurs gaz-liquide.

Ed[T

3p

p(>gqui nous a amdes gaz acides présents dansont le plus souvent utilis

antages et les inconvénieav Comme dans la colonne à gouttes transportées, les colonnes à pulvérisation gaz-liquide ont une phase gazeuse continue et largement majoritaire tandis que la phase liquest, le plus souvent, dispersée ou à l’état de film. Ce type de réacteur se caractérise par u

clem




effective des colonnes à terfaciale a. En effet au

oisinage des pulvérisateurs, l’essentiel de l’aire interfaciale est constitué par la surface de ttes, ensuite leur coalescence et l’écoulement sur la paroi de la inution de l’aire interfaciale, Mehta et Sharma (1970).

Selo

et kL

nsfert de matière côté liquide, kLa, dépend principalement du débit liquide dans la colonne. Mehta et Sharma (1970) considèrent les valeurs du kLa des colonnes à pulvérisation indépendantes de la vitesse du gaz jusqu’à une certaine limite, puis kLa

et coll. (1951) considèrent que le coefficient kLa dépend également de la hauteur de la colonne.

En c la vitesse du

az et diminue lorsque le débit liquide augmente. A des vitesses de gaz dix fois plus élevées

Hixon et coll. (1935), Bonilla et coll. (1950), Pigford (1951) et Mehta et Sharma

lvérisation est une fonction roissante de la vitesse du gaz alors que kG est pratiquement indépendant du débit liquide

Les taux de transfert de matière sont assez élevés durant les premières secondes après la formation des gouttes. Marsh et coll. (1965) ont observé que 32 % du transfert de matière se

Contrairement à une idée courante, la diminution de la hauteurpulvérisation entraîne une décroissance des valeurs de l’aire invl’ensemble des petites gouolonne contribuent à la dimc

n ces mêmes auteurs, la force ionique et la viscosité du liquide pulvérisé ont une influence négligeable sur l’aire l’interfaciale. La présence de particules solides dans ces colonnes à pulvérisation réduit la circulation interne des gouttes ce qui conduit à une diminution de l’aire interfaciale de 17 % à 24 % par rapport à l’aire interfaciale en absence de solides.

3.A.4.2 Coefficients de transfert de matière côté liquide kLa Plusieurs auteurs ont étudié les phénomènes de transfert de matière gaz-liquide dans

les colonnes à pulvérisation. La plupart de ces auteurs ont montré que le coefficient volumétrique de tra

augmente en fonction de la vitesse du gaz. Tandis que Pigford

e qui concerne le coefficient de transfert de matière côté liquide, kL, certains auteurs comme Pinilla et coll. (1984) ont montré que ce coefficient est indépendant degque celles utilisées par les auteurs précédents, Mehta et Sharma (1970) ont trouvé que le kL est une fonction croissante du débit liquide.

3.A.4.3 Coefficients de transfert de matière côté gaz kGa et kG

(1970) ont déterminé les coefficients volumétriques de transfert de matière kGa dans les colonnes à pulvérisation. Ces auteurs ont montré que le coefficient kGa dépend du débit liquide, de la vitesse du gaz et de la hauteur de la colonne.

Les résultats concernant le coefficient de transfert de matière côté gaz kG sont beaucoup plus rares pour les colonnes à pulvérisation. L’une des principales études est celle de Mehta et Sharma (1970), qui ont montré que le kG des colonnes à pucquels que soient le diamètre de la colonne, les types d’ajutage et probablement les propriétés physico-chimiques du système.



font durant la formation des gouttes, 30 % durant les premières secondes après formation de la goutte et les derniers 38 % durant le reste du temps de vie de cette goutte.


3.A.4.4 Relations entre les paramètres de transfert de matière gaz-ns les colonnes à

pulvérisation

gaz, débit de liquide et hauteurs des colonnes) sur les paramètres de transfert de

et H .

umises à des mouvements d’oscillation, de distorsion, des collisions et à es coalescences entre les gouttes et la paroi, sans oublier la circulation interne dont il faut

tenir compte. La complexité des mécaniperformances des colonnes à pulvérisation.

es à ulvérisation

liquide et les paramètres de fonctionnement da

Dans la plupart des études de transfert de matière dans les colonnes à pulvérisation, les auteurs procèdent à la détermination de l’influence des conditions de fonctionnement (vitesses ou débits du matière comme l’aire interfaciale a, le coefficient volumétrique de transfert de matière côté liquide kLa et le coefficient volumétrique de transfert de matière côté gaz kGa. Dans l’ensemble, ces paramètres sont proportionnels à Lα, UG

β γ

Le type de pulvérisateurs, la géométrie de la colonne et l’écoulement du gaz et du liquide ont une influence sur le transfert de matière : trajectoires, temps de séjour et diamètre des gouttes. Ces gouttes sont sod

smes mis en jeu rend difficile la prédiction des

Le tableau ci-dessous présente les principales corrélations déterminées pour les colonnp


Cha

pitre

3 :

Dét

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54

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1996

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P

Déterminatio

artie B

n de l’aire interfaciale (a)


3.B Détermination de l’aire interfaciale (a)


3.B.1 Introduction

s. Nous allons exposer la méthode de détermination de ce aramètre de transfert de matière à l’aide d’une absorption accompagnée d’une réaction

3.B.2 Méthodes de détermination de l’aire interfaciale Les méthodes physiques de mesure de l’aire interfaciale des réacteurs gaz-liquide sont

de moins en moins utilisées au profit de la détermination par absorption accompagnée d’une réaction chimique.

3.B.2.1 Méthodes physiques de détermination de a Les méthodes de détermination physique conduisent en général à des valeurs locales

de l’aire interfaciale a. Les méthodes employées sont principalement optiques. a\ La photographie est utilisée pour déterminer le diamètre des bulles ou des gouttes, qui conduit, connaissant la rétention, à la détermination de l’aire interfaciale. Cette méthode a été appliquée par Calderbank et coll. (1961) qui ont photographié le contenu d’un plateau perforé de section rectangulaire. Il a été montré par la suite que les résultats obtenus par cette méthode directe sont peu précis ; dans la plupart des cas la taille des bulles est sous estimée. Benadda et coll. interfaciale dans

ne colonne à bulles gazosiphon. Les résultats obtenus ont été validés par la méthode sion

des b ètre des bulles30% de l’aire interfaciale déterminée par la méthode chimique. b\

Cette partie de l’étude est consacrée à la détermination de l’aire interfaciale, a, de la colonne à gouttes transportéepchimique. Puis nous présenterons les résultats de a en fonction des conditions de fonctionnement de notre dispositif.

(1994) ont appliqué cette méthode pour déterminer l’aire uchimique. Dabaliz et coll. (2002) ont pu déterminé, à l’aide d’une caméra rapide, la disper

ulles à travers la paroi d’un réacteur gaz-liquide à jet vertical immergé. Le diam et la rétention du gaz ont permis d’accéder à l’aire interfaciale qui est à plus ou moins

La diffraction de la lumière a été utilisée par Calderbank (1958). Cette méthode locale présente l’inconvénient de perturber l’écoulement des fluides par l’introduction d’une sonde volumineuse.




c\ La réflexio alderbank et coll. (1961). Cette techniqueproximité de la paroi lorsqu’il y a coalescence.

3.B.2.2 Méthodes chimiques de détermination de a

l’aire interfaciale réside dans le fait que ces méthodes chimiques permettent d’obtenir des valeurs globales de l’aire interfaciale dans un réacteur gaz-liquide, Roizard et coll.(1997). Le principe consiste à mesuresuivant une cinétique bien crégime chimique, on peut déterminer l’aire interfaciale.

rtaines condi ns, la concentration B du réactif B dans le film est pproximativement égale à la concentration dans la masse du liquide CB0, on dit alors que la

réa

Si

n de la lumière à travers une fenêtre transparente a été employée par C n’a pas eu beaucoup de succès car elle n’est envisageable qu’à

L’avantage des méthodes chimiques par rapport aux méthodes physiques de détermination de

r le flux d’absorption d’un gaz qui réagit dans une phase liquide onnue ; ainsi en choisissant judicieusement le système et le

Dans ce tio Ca

ction est du pseudo-premier ou mième ordre. La condition à réaliser, appelée test d’épuisement, est

Ha<<Ei (3.B.1)

de plus la réaction est rapide (Ha > 3), l’aire interfaciale est donnée par l’expression :

1AL*A kDC

a φ= (3.B.2)

k1 est la constante cinétique de premier ordre, C * est la solubilité du soluté A dans le liquide, ell

Le flux d’absorption est indépendant de kL et dans ceune mesure expérimentale du flux d’absorption. La valeur de l’expression

A

e remplace CAi puisqu’on néglige dans tous les cas l’une des deux résistances au transfert, de façon à ce que les coefficients globaux soient pratiquement identiques aux coefficients partiels.

cas l’aire interfaciale a est obtenue par 1AL

*A kDC est

dé

Deux grandes familles de réactions sont utilisées dans la prsulfite par l’air et les réactions du dioxyde de carbone dans des solutions basiques telles que la sou

faciale a.

terminée le plus souvent avec le même système gaz-liquide, mais dans un appareil de laboratoire à aire interfaciale connue (jet laminaire, film tombant, …etc).

atique : Les oxydations d’ions

de, les carbonates ou les amines. Le lecteur trouvera dans l’annexe 3 les divers systèmes chimiques utilisés pour déterminer l’aire inter




3.B.3 Aspects théoriques de la détermination de a par la méthode chimique L’absorption d’oxygène dans une solution de sulfite de sodium est souvent utilisée

aire interfaciale des réacteurs gaz-liquide. La cinétique de la réaction a fait l’objet de plusieurs études ces dernières décennies [Linek et Mayrhoverov(1980), Ismaïli (1994), Muller (1999)] mais le processus réactionnel n’est pas encore

3.B.3.1 Cinétique de la réaction d’oxydation du sulfite de sodium La réaction globale d’oxydation du sulfite de sodium par l’air est catalysée par le sulfate de cob co

La vitesse de cette réaction s’exprime par :

industriellement pour déterminer, par la méthode d’absorption avec réaction chimique, l’

a (1970), Linek et Tvrdik (1971), Bub

définitivement établi. En effet la cinétique est très complexe et elle est sensible à des facteurs très variés comme le pH, la température, le type de catalyseurs, les impuretés, les tensioactifs et bien d’autres. Linek et coll. (1981) ont passé en revue les résultats les plus importants concernant la cinétique de la réaction.

alt, cette réaction s’effectue mme suit :

[ ] [ ] [ ]q2n23

m

2 CoSOOkr +−= (3.B.4)

es ordres partiels n, m, q et la constante cinétique k dépendent des conditions opératoires.

tiels ,

n ordre m égal à 2 pour des pressions partielles en

L

Les résultats relatifs à la cinétique hétérogène de l’oxydation des sulfites de sodium publiés squ’ici présentent une grande dispersion, en particulier en ce qui concerne les ordres parju

n m et q de la réaction. D’après Laurent (1975) et Linek et coll. (1981), il existe une concentration en sulfite de sodium critique au-delà de laquelle la vitesse d’oxydation est indépendante de la concentration. L’ordre partiel n par rapport au sulfite est nul pour des concentrations comprises entre 0,4 et 0,8 mole/l.

L’ordre m par rapport à l’oxygène prend suivant les auteurs les valeurs 0, 1 ou 2, D’autres parlent d’une variation continue entre 1 et 2 en fonction de la pression de l’oxygène. En effet

aurent et coll. (1974b) proposent uLoxygène comprises entre 0,2 et 0,8 atm, tandis que Alper (1973) suggère un ordre 1 par rapport à l’oxygène lorsque sa pression partielle passe de 1 à 7 atm.

O2 + 2 SO3 2- 2 SO4

2-Co2+

k(3.B.3)




Cette dépendance de k en fonction du pH, nous oblige à travailler à constant ; dans la littérature ce paramètre prend des valeurs comprises entre 7,5 et 8,5.

pport au sulfite de sodium) et q=1 (par rapport au sulfate de

la

avec k = k [CoSO ] (3.B.6)

n utilisant le même dispositif, Muller (1999) a pu établir une corrélation entre la constante cinétique de la réaction d’oxydation et la température lorsque celle-ci varie dans un domaine

de la forme :

30 (3.B.7)

de sodium en °C et k la constante cinétique

ur l’oxydation du sulfite de onc comme une réaction de pseudo antes :

(2) PO2 = (3) [Na2SO3] = 0,3 à 0,8 mole/l ;

Contrairement à l’ordre par rapport à l’oxygène, les auteurs semblent être d’accord pour l’ordre 1 par rapport au sulfate de cobalt. Différentes études ont également mis en évidence l’augmentation de la constante cinétique avec le pH de la solution. pH

Des études plus récentes ont été effectuées sur la cinétique de la réaction d’oxydation des sulfites de sodium au laboratoire LAEPSI de l’INSA de Lyon par Benadda (1994), Ismaïli (1994) et Muller (1999). Ces auteurs ont mis en œuvre la réaction dans une colonne à bulles gazosiphon afin de déterminer les ordres partiels et la constante cinétique k. A l’aide de ce dispositif Ismaïli (1994) a pu déterminer les ordres partiels suivants : m=1 (par rapport à l’oxygène), n=0 (par racobalt) puis il a défini en fonction des conditions opératoires les différents régimes chimiques de cette réaction. Les ordres partiels ainsi définis par cet auteur sont conformes à ceux donnés par Alper (1973).

Connaissant la surface d’échange et le coefficient de transfert kL de la colonne gazosiphon, Benadda (1994) a pu évaluer la constante cinétique k de la réaction d’oxydation des sulfites. Il propose l’expression suivante pour la variation de la constante k1 en fonction deconcentration du catalyseur :

k1 = 193,9 + 510,5.104 [CoSO4] (3.B.5)

1 4 où k1est en s-1 et [CoSO4] prend des valeurs comprises entre 0,2 10-4 et 5 10-4 mole/l. E

compris entre 20 et 40°C ; cette corrélation est

k = 134,4 T + 19 où T est la température de la solution de sulfite exprimée en m3/mole.s.

3.B.3.2 Détermination de a en régime rapide En adoptant les ordres partiels établis par Ismaïli (1994) posodium (m=1, n=0 et q=1), la réaction se présente dpremier ordre à condition de satisfaire les exigences suiv(1) pH = 8;

0,21 à 1 atm ;



TraiCa

70

) [CoSO4] = 7,5 10-5 à 10-5 mole/l. (4

Dans le cas d’une réaction en régime rapide défini par 3<Ha<Ei/2 et E=Ha, le flux d’oxygène absorbé est donné par l’expression :

[ ] [ ]4O*2 CoSOkDOa

2=φ (3.B.8)

où [O2

*] et DO2 sont respectivement la solubilité et la diffusivité de l’oxygène dans une solution de sulfite de sodium. De

où Vcol : volume de liquide dans la colonne lorsque la colonne est en fonctionnement. Vbac : volume de liquide dans le bac lorsque la colonne est en fonctionnement. VL = Vcol + Vbac : est le volume de liquide contenu dans le bac lorsque la colonne est à l’arrêt.

Si nous supposons que l’absorption avec réaction chimique n’a lieu que dans la colonne de

hauteur égale à 3 m et si de plus le liquide dans la colonne et dans le bac de reprise est en écoulement parfaitement agité, nous pourrons écrire les bilans de matière suivants :

s auteurs comme Laurent (1975) et Andrieu et coll. (1973) proposent de modéliser les contacteurs gaz-liquide avant de calculer l’aire interfaciale par une réaction en régime rapide. Nous nous sommes inspirés de ces travaux pour modéliser la colonne à gouttes transportées. Notre dispositif peut être schématisé comme suit :

C2

C1 L G

VbacVCol

Figure 3-B-1 : Modélisation de la colonne à gouttes transportées.

tement des effluents gazeux sous hautes vitesses de gaz. Page s de la colonne à gouttes transportées



♦Bilan de matière au niveau de la colonne de hauteur H = 3m : Flux entrant + production chimique = flux sortant + accumulation.

LC1 - zϕaΩH = LC2 + Vcol dtdC2 (3.B.9)

♦Bilan de matière au niveau du bac de reprise : Flux entrant = flux sortant + accumulation.

LC2 = LC1 + Vbac dtdC1 (3.B.10)

Pour les conditions initiales : t = 0 ⇒ C1 = C2 = 0, les solutions analytiques de ces équations sont :

C1(t) = -At + B(1-e-Ct) + C0 (3.B.11)

C2(t) = -At + (B-D)(1-e-Ct) + C0 (3.B.12)

avec baccol VV +

, HazA Ωϕ= 2

baccol

)VV(B

+ baccol

)VV(Haz +Ωϕ= ,

baccol

baccol

V.VLC

VV += et 2

baccol

baccol

)VV(D =

VHVaz+

Ωϕ.

La valeur de Ct étant élevée, le terme exponentiel devient négligeable devant 1. Les

équations précédentes peuvent alors se simplifier sous la forme :

C1(t) = - At + B + C0 (3.B.13)

C2(t) = - At + (B-D) + C0 (3.B.14)

On obtient un système d’équations pour lequel l’évolution des concentrations est linéaire en fonction du temps. Les pentes des droites C1(t) et C2(t) sont identiques :

Lbaccol VHaz

VVHazpente Ωϕ

−=+Ωϕ

−= (3.B.15)

En traçant la courbe donnant la quantité de sulfite (SO32-) consommée en fonction du

temps, à une c ente va nous ermettre d’accéder à l’aire interfaciale a :

oncentration de catalyseur donnée, on obtient une droite dont la pp

[ ]dt

SOdpente

23−

= (3.B.16)

De la formule (3.B.8), le flux spécifique d’oxygène absorbé en régime rapide est donné par l’équation :

[ ] [ ]4O*2 CoSOkDO

2=ϕ (3.B.17)

En combinant ces trois dernières équations et en prenant le coefficient stoechiométrique égal à deux, on obtient la formule suivante pour l’aire interfaciale a exprimée en m2/m3 de réacteur :



[ ] [ ] HCoSOkDOdt

]SO[dV

21

a4O

*2

23

L

2Ω

−=

−

(3.B.18)

La concentration en oxygène dissous à saturation est calculée à partir de la loi de Henry :

[ ]HeRT

PO 2O*

2 = (3.B.19)

La solubilité et la diffusivité de l’oxygène da inées par plusieurs auteurs ; on peut citer De Waal et Okeson (1966), Reith (1968), Linek et Mayrhoferova (1970). Ces auteurs ont calculé les coefficients de diffusion par la relation de Nernst-Einstein et la constante de Henry a ét estimée par la méthode de Van Krevelen et Hoftijzer (1948). Leurs valeurs sont consignées température :

ns les solutions sulfitiques ont été déterm

é dans le tableau ci-dessous en fonction de la

Température (K) 288 293 298

322 SONa/OD (10-9 m2/s) 1,36 1,6 1,85

He (mole/l gaz/mole/l liq) 62,5 65,0 67,5 [O2

*] (mole/m3) 0,136 0,128 0,121

Tableau 3-B-1 : Valeurs de la dif


fusivité, de la constante de Henry et de la solubilité de l’oxygène.

3.B.4 Détermination expérimentale de l’aire interfaciale

3.B.4.1 Procédure expérimentale Le dans le chapitre 1 a été employé pour la

Généralement, lorsqu’on utilise ce système chimique pour la détermination de a, on peut passage du gaz à travers la colonne. En

contenant près de 21 % d’oxygène, est introduit en bas de la

stant dans le bac de reprise.

dispositif expérimental présenté détermination de l’aire interfaciale par le système chimique oxygène/sulfite de sodium.

négliger la diminution de la teneur en oxygène lors du contrepartie, la variation de la concentration en sulfite de sodium de la phase liquide est, elle aussi, très faible. Il est donc nécessaire de faire re-circuler le liquide et suivre la concentration en sulfite dans le bac de reprise au cours du temps. L’air entrant dans la colonne doit être renouvelé en permanence. Ainsi, la colonne à gouttes transportées fonctionnera en circuit ermé côté liquide et ouvert côté gaz. f

Le gaz, de l’air atmosphérique colonne de manière homogène grâce à une plaque perforée. Cet air est saturé en humidité pour ne pas évaporer le liquide en circulation dans la colonne et maintenir ainsi le volume de la solution de sulfite con




Le liquide est une solution de sulfite de sodium préparée avec de l’eau de ville et à laquelle on ajoute du sulfate de cobalt. Ce liquide circule à co-cou

glé. Le volume de cette phase liquide est fixé à 30 litres et sa température est constante au

Le n est versée dans le bac de reprise qui alimente la colonne.

Le saturateur est d’abord mis en marche, le gaz est injecté dans la colonne à débit constant réglé par l’annubar tandis que le débit de la solution pulvérisérotamètre. Une fois les débits réglés, le sulfate de cobalt qui catalyse la réaction d’oxydation

on chimique, les débits de liquide et de gaz sont

ans le bac de reprise

e temps n de la

concentration de sulfite (SO 2-) en fonction du temps et d’en déduire le flux d’absorption. L’analy

rant avec le gaz et à débit constant récours de la manipulation.

protocole expérimental consiste à préparer la solution de sulfite de sodium à une concentration donnée. Cette solutio

e dans la colonne est fixé par le

est injecté dans la solution de sulfite au niveau du bac de reprise et en même temps le chronomètre est mis en marche. Pendant l’essai d’absorption avec réactimaintenus constants, la température du liquide qui est contrôlée régulièrement, reste constante tandis que le pH de la solution est ajusté par addition d’acide chlorhydrique d

. Des échantillons de la solution de sulfite de sodium sont prélevés à des intervalles dréguliers. Ces échantillons sont analysés afin de déterminer la courbe de variatio

3

se des échantillons collectés en différents points du bac de reprise a montré que ce bac pouvait être considéré comme un réacteur parfaitement agité. La précision de la mesure expérimentale de a est de l’ordre de + 15% lorsqu’on tient compte des incertitudes sur les dosages, les volumes réactionnels, les valeurs de la température et les incertitudes graphiques sur la valeur de la pe

3.B

nte.

.4.2 Conditions expérimentales Les conditions expérimentales pour la détermination de l’aire interfaciale de la olonne à gouttes transportées sont les suivantes : c

Pression totale 1 atm Température de l’essai 293-298 K pH du liquide de circulation 8 Volume du liquide de circulation 30 l Concentration des réactifs [Na2SO3] = 0,8 mole/l et [CoSO4] = 5.10-4 mole/l Gaz xy 21 % o gène dans l’air Vitesse d 10 – 11,5 e gaz m/s Débit de gaz 636 – 763 m3/h Débit de l e 0,6 – 1,2 iquid m3/h

Tableau 3-B-2 : Con pératoires pour mination de l’a rfaciale. ditions o la déter ire inte




es ont été choisies de manière à pouvoir satisfaire les conditions du

lève des échantillons de la solution du bac de reprise à es intervalles de temps constants. Ces échantillons sont analysés afin de suivre l’évolution de

la concentration en sulfite de sodium de l’eau de circulation. Ces concentrations en ions SO32-

méthode de osage est développée en annexe 4.

d’un essai. La durée moyenne nécessaire our observer la décroissance de la concentration en sulfite est de l’ordre de 60 minutes.

Ces conditions opératoir régime rapide déterminé par Ismaïli (1994) et à utiliser la corrélation de la constante

cinétique établie par Muller (1999). Lors de chaque manipulation, on préd

sont déterminées par iodométrie en utilisant une solution de thiosulfate. Lad

La figure 3-B-2 présente deux exemples de l’évolution linéaire de la concentration en sulfite de sodium en fonction du temps au coursp

0

0,1

0,2

0,5

0,7

0,8

0,9

0 10 20 30 40 50 60 70temps (min)

] (m

o

0,6

le/l)

0,3

0,4

[SO

32-

G = 668m3/h et L = 0,6m3/h

G = 668m3/h et L = 0,8m3/h

Figure 3-B-2 : Exemples de variation de la concentration en sulfite de sodium en fonction du temps.

3.B.4.3 Influence du débit de liquide et du débit de gaz sur a

Les premiers résultats montrent que l’aire interfaciale de la colonne à gouttes tra

nsportées est une fonction croissante du débit de liquide. En effet, lorsque le débit L varie de 0,6 m3/h à 1,2 m3/h, l’aire interfaciale passe de 50 m2/m3 de réacteur à plus de 200 m2/m3 de réacteur (figure 3.B.3). Ce résultat est prévisible car lorsqu’on augmente le de débit de liquide on augmente la rétention liquide et il y aura plus de gouttes liquide dans la colonne au contact du gaz ; l’aire d’échange entre le gaz et le liquide sera plus grande.




u sulfite et ont conclu que l’aire interfaciale ugmentait avec le débit de liquide dans les colonnes à garnissage. Mehta et coll. (1970) ont

observé la même allure dans les colonnes classiques à pulvérisation.

Plusieurs auteurs ont observé la même tendance de variation de a en fonction de L pour différents types de contacteurs gaz-liquide. Ainsi Laurent (1975), Lara-Marquez(1991) et Benadda (1994) ont employé l’oxydation da

25

00,4 0,6 0,8

L (m

50

75

100

125

150

175

200

225

1,0 1,2 1,43/h)

a (m

2 /m3 ré

acte

ur)

G = 636 m3/h

G = 700 m3/h

it de liquide est constant (L=0,8 m3/h et L=1 m3/h) indique que l’aire interfaciale, a, varie peu avec le d de a en

nction de G avait été observée sur les colonnes à gouttes fonctionnant à hautes vitesses de

Figure 3-B-3 : Variation de l’aire interfaciale en fonction du débit de liquide.

La figure (3-B-4) qui illustre la variation de a en fonction du débit de gaz lorsque le déb

ébit de gaz dans le domaine d’étude considéré ; la même allure de variationfogaz étudiées par Botton et coll. (1997) et Muller (1999).

Ce résultat est différent de ceux qui ont été observés avec les autres contacteurs gaz-liquide. Ainsi, l’aire interfaciale augmente avec le débit de gaz dans les colonnes à pulvérisation [Mehta et coll. (1970)] ou bien dans les colonnes à bulles [Benadda (1994)] ou encore dans les colonnes garnies [Laurent (1975)].




76

0

20

40

60

80

100

120

140

160

180

620 640 660 680 700 720 740G (m3/h)

a (m

2 /m3 ré

acte

ur)

L = 0,8 m3/h

L = 1,0 m3/h

Figure 3-B-4 : Variation de l’aire interfaciale en fonction du débit de gaz.

D’autres essais ont été réalisés sur la colonne à gouttes transportées et tous les résultats ont présentés en annexe 5. L’aire interfaciale de la colonne à gouttes transportées déterminée xpérimentalement par la méthode d’absorption avec réaction chimique en utilisant le sulfite e sodium peut être exprimée selon la corrélation simplifiée suivante :

(3.B.20)

L’aire interfaciale, a, donnée par cette corrélation est à plus ou moins 10 % de la valeur expérimentale comme l’indique le diagramme de parité présenté par la figure ci-dessous :

Figure 3-B-5 : Ecart entre a théorique et a expérimentale.

sed

2,02 GL.37a =

0

50

100

150

200

250

0 50 100 150 200 250a exp (m2/m3 réacteur)

a th

éo (m

2 /m3 r

éact

eur)

+ 10%

- 10%



Les valeurs expérimentales de l’aire interfaciale de la colonne à gouttes transportées arient entre 50 et 200 m2/m3 de réacteur. Lorsqu’on compare ces valeurs expérimentales vec celles données par la littérature, on remarque que ces valeurs sont supérieures à l’aire terfaciale des colonnes classiques à pulvérisation dont a varie entre 10 et 100 m2/m3 de acteur [Roizard et coll. (1997)]. Par contre ces valeurs expérimentales se rapprochent de aire interfaciale des colonnes à garnissage à co-courant et des laveurs venturi comme indique le tableau ci-dessous :

Type de contacteur gaz-liquide a (m2/m3 réacteur)

vainrél’l’

Colonnes à garnissage à contre-courant 10 - 350 Colonnes à garnissage à co-courant 10 - 170 Colonnes à bulles 50 - 600 Colonnes à pulvérisation 10 - 100 Venturi 16 - 250 Colonne à gouttes transportées 52 - 204

Tableau 3-B-3 : Comparaison de tres réacteurs gaz-liquide.

l’aire interfaciale de la colonne à gouttes transportées avec celles des

B.4.4 Vérification du régime de réaction

Régime de réaction rapide

Pour considérer le régime de réaction comme étant rapide, le nombre de Hatta doiêtre supérieur à 3. Dans le cas de la réaction d’oxydation du sulfite de sodium, le nombre Has’exprime comme suit :

au

3.

Lors de la mise en œuvre de l’oxydation du sulfite de sodium pour la détermination de l’aire interfaciale, nous avons considéré la réaction rapide de pseudo premier ordre. Connaissant les valeurs de a et de kLa déterminées dans la partie C du présent chapitre, il nous est possible de vérifier les hypothèses émises : a\

t

[ ]L

4O

k

CoSOkDHa 2= (3.B.21)

b\ Critère de pseudo-premier ordre

Pour le système chimique O2/Na2SO3, le critère de pseudo-premier ordre stipule que Ha est inférieur à Ei, sachant que :

[ ][ ]*

2

032

O

SONai O

SONaD2

D1E

2

32+= (3.B.22)

Les tableaux de l’annexe 6 listent les valeurs de Ha et Ei pour les différents débits de liquide et de gaz étudiés. Nous remarquons que le nombre de Hatta est supérieur à 3 et le critère de pseudo-premier ordre est bien satisfait.



3.B.5 Détermination du diamètre moyen des gouttes (dG)


3.B.5.1 Relation entre le diamètre des gouttes et l’aire interfaciale

En considérant que la colonne à gouttes transportées fonctionnerait en régime homog

ène, une unité de volume contient nG gouttes sphériques de diamètre moyen dG, on a alors nG = 6εL/(π dG

3). L’aire interfaciale, a, est telle que nG = a/(πdG2). Il est ainsi possible de

déterminer un diamètre moyen représentatif de la taille de ces gouttes. Ce diamètre moyen est donné par la relation suivante :

a6d L

Gε

= (3.B.23)

Ce dernier est le plus souvent adopté pour les études de transfert de matière dans la mesure il tient compte des notions de volume et de surface associées respectivement à la notion de

la capacité volumique d’absorption et de l’aire interfaciale, Hendou (1992).

en des gouttes (dG), il faut mesurer l’aire interfaciale et la tention liquide dans les mêmes conditions opératoires. L’aire interfaciale a, a été déterminée

dans la partie précédente par la méthode d’oxydation de sulfite de sodium. C’est pour cela en présence de sulfite de

sodium

où

Pour évaluer le diamètre moy

ré

qu’il est nécessaire de refaire la mesure de la rétention liquide totale .

L (m3/h) εL (sans Na2SO3) εL (avec Na2SO3) Ecart (%) 0,6 10,37 10,19 1,74 0,8 12,26 11,88 3,10 1,0 13,20 13,02 1,36 1,2 14,15 13,77 2,68 Ecart moyen (%) 2,22

Tableau 3-B-4 : Comparaison entre la rétention liquide avec et sans le sulfitcirculation pour G = 700 m

e de sodium dans l’eau de

Les

iamètres moyens des gouttes dans la colonne à gouttes transportées ont été calobtenus sont rassemblés dans le tableau su

3/h.

résultats de cette mesure indiquent que la présence d’une solution de sulfite de sodium à une concentration de 0,8 mole/l n’a pas d’influence sur les valeurs de la rétention liquide totale. En effet, la rétention liquide mesurée en présence de sulfite de sodium ne diffère pas de elle mesurée avec de l’eau de ville. c

3.B.5.2 Influence du débit de liquide et du débit de gaz sur dG

Pour un débit de gaz égal à 636 m /h, les d3

culés à partir de l’équation (3.B.23). Les résultats ivant :



L (m3/h) εL (%) a (m2/m3 réacteur) dG (mm)

0,6 9,43 52,8 10,7 0,8 11,32 70,5 9,6 1,0 12,26 139,2 5,3 1,2 14,15 183,2 4,6

Tableau 3-B-5 : Diamètre moyen des gouttes dans la colonne à gouttes transportées pour G= 636 m3/h.

De ce tableau, on observe que le diamètre moyen des gouttes, pour un débit de gaz de

ide injecté dans la colonne augmente. Le d

La figure 3-B-6 illustre la variation du diamètre des gou

lorsque ce dernier varie entre 0,6 et 1,2 m3/h.

636 m3/h, diminue lorsque le débit de liqu

iamètre moyen des gouttes a été calculé pour d’autres points de fonctionnement de la colonne à gouttes transportées. Dans l’ensemble ce diamètre prend des valeurs comprises entre 4 et 13 mm.

ttes en fonction du débit de liquide

0


2

4

6

amèt

re m

o

8

10

12

14

Di

yen

(mm

) G = 636 m3/h

G

0,4 0,6 0,8 1,0 1,2 1,4L (m3/h)

= 700 m3/h

Figure 3-B-6 : Variation du diamètre moyen des gouttes en fonction du débit de liquide.

Le diamètre moyen des gouttes passe de 13 mm pour un débit de liquide de 0,6 m

3

e le prévoit la littérature.

3/h à près de 4 mm lorsque le débit de liquide atteint les 1,2 m /h. En effet, l’accroissement du débit de liquide augmente l’aire interfaciale et la rétention liquide dans la colonne à gouttes transportées. Comme l’augmentation de l’aire interfaciale est plus importante que celle de la rétention liquide, on observe une diminution du diamètre des gouttes conduisant à

amélioration du transfert de matière entre le gaz et le liquide comml’



La figure 3-B-7 représente la variation du diamètre moyen des gouttes en fonction du débit de gaz circulant à l’intérieur de la colonne à gouttes transportées lorsque ce dernier prend des valeurs comprises entre 636 et 732 m3/h.

0

14


2

4

diam

èt

6

12

620 640 660 680 700 720 740

re m

o

8

10

yen

(mm

)

L = 0,8 m3/h

L = 1,0 m3/h

G (m3/h)

Figure 3-B-7 : Variation du diamètre moyen des gouttes en fonction du débit de gaz.

mètre moyen des gouttes nous proposons la corrélation simplifiée suivante :

(4.B.24)

Cette corrélation p

De la figure ci-dessus, on remarque que la taille des gouttes augmente quand le débit de gaz dans la colonne à gouttes transportées s’élève.

Pour le dia

GL10.8d 5,13G

−−=

ermet de calculer le diamètre à + 10 % comme l’indique la figure 3-B-8.

0

2

12

14

4

6

8

d th

éo (m

m

10

d exp (mm)

)

0 2 4 6 8 10 12 14

+ 10 %

-10 %

entre le diamètre théorique et le diamètre expérimental. Figure 3-B-8 : Comparaison




La formule 3.B.23 utilisée pour déterminer le diamètre moyen n’est valable que pour une

us forme de film liquide retenu sur les parois. Ce qui explique les valeurs élevées des diamètres moyens ddu gaz injecté dans la colonne.

Nous avons déterminé l’aire interfaciale de la colonne à gabsorption en présence d’une réaction chimique qui est l’oxydation de sulfite de sodium en présence d’air. Cette réaction de pseudo-premier ordre est réalisée en régime rapide.

rétention liquide formée par des gouttes parfaitement sphériques. Or lorsque la colonne à gouttes transportées est en fonctionnement, on constate qu’une partie du liquide peut se trouver so

es gouttes avec parfois des vitesses de chute supérieures à la vitesse

3.B.6 Conclusion

outtes transportées par

L’aire interfaciale déterminée lors de cette partie apparaît comme étant une fonction croissante du débit de liquide et du débit de gaz circulant dans la colonne et prend des valeurs proches de l’aire interfaciale des laveurs venturi.



Partie C

tière en

Détermination du coefficient volumétrique de transfert de maphase liquide (kLa)


3.C Détermination du coefficient volumétrique de transfert de matière en phase liquide (kLa)


.C.1 Introduction

étude, sont présentés les résultats de la détermination xpérimentale du coefficient volumétrique de transfert de matière côté liquide kLa de la

de ansfert de matière. Par la suite, nous proposons de comparer nos résultats à des études ayant aité de l’influence des débits sur ce paramètre.

hodes de détermination du coefficient volumétrique de ransfert de matière kLa

Les méthodes physiques de détermination du kLa sont les méthodes dites à sondes

la désorption) physique de l’oxygène qui est ise en œuvre et où le suivi de la concentration en oxygène est effectué au moyen d’une ou

.C.2.2 Méthodes chimiques de détermination de kLa

par absorption chimique en choisissant un antanée ou

e.

uits, est assez lente pour s’effectuer e alors comme si l’absorption était

purement p

Ha<1 (3.C.1) kLa<<k1 (3.C.2)

3

Dans cette partie de l’ecolonne à gouttes transportées. Dans un premier temps, nous présentons le principe de la méthode ainsi que la procédure expérimentale employée pour déterminer le coefficient kLa. Dans un deuxième temps, nous exposons les résultats expérimentaux de kLa obtenus et l’influence que peuvent avoir le débit de gaz et le débit de liquide sur ce paramètre trtr

3.C.2 Métt

3.C.2.1 Méthodes physiques de détermination de kLa

d’oxygène. C’est en général l’absorption (oumde plusieurs sondes. Lors de cette étude nous allons employer la méthode de réoxygénation dite de ‘gasing out’ pour déterminer le coefficient kLa de la colonne à gouttes transportées.

3 La valeur du kLa peut être aussi déterminée

système répondant aux conditions du régime de réaction lente ou instmoyennement rapide du pseudo-premier ordr a\ Régime de réaction lente Dans certains cas, la réaction A + zB → Prodentièrement dans la masse du liquide. Tout se pass

hysique. Les conditions de ce régime sont :




Dans ce régime E≈1 et la cinétique de la réaction n’a pas d’influence sur le produit kLa qui est obtenu à partir de l’équation (3.A.25) par le rapport du flux d’absorption, déterminé expérimentalement, à la concentration CA

* qui peut être obtenue à partir de la littérature.

*A

L Cak φ= (3.C.3)

Les divers systèmes chimiques utilisés pour déterminer le coefficient kLa sont donnés dans

annexe 3.

b\ Régime de réaction instantanée

Dans le film liquide, la réaction entre le gaz dissous A et le réactif B est instantanée si

la condition Ha>>Ei, généralement Ha>5∼10Ei, est vérifiée. Le facteur d’accélération est alors donné par l’équation (4.A.37).

l’

*A

0B

AL

BLi C

CzDD1EE +== (3.C.4)

Si de plus 1CC

zDD

*A

0B

AL

BL >> , l’expression du coefficient kLa devient

0BBL

AL*Ai

L C1

DzD

CEak φ=

φ= (3.C.5)

BL AL B0

oefficient kLa. Plusieurs systèmes chimiques permettant la détermination de kLa en régime stantané sont cités dans l’annexe 3.

En mesurant expérimentalement le flux φ et connaissant D , D et C , on peut calculer le cin c\ Régime de réaction de pseudo-premier ordre moyennement rapide

Dans le cas où la réaction chimique serait irréversible, moyennement rapide et de

pseudo-premier ordre, la réaction entre le soluté et le réactif se passe dans le film liquide et dans la masse liquide. En utilisant le modèle de Danckwerts, le flux d’absorption s’écrit :

2L1AL

*A

2*AL kkDaCHa1aCk +=+=φ (3.C.6)

La représentation de φ2 en fonction de la constante cinétique k1 est une droite, appelée “droite de Danckwerts” dont l’ordonnée à l’origine est (k aC *)2 et la pente est (C * 2 a2 D ). L A A AL

a droite de Danckwerts permet d’obtenir simultanément kLa et a en mesurant exL

périmentalement le flux φ à condition de connaître CA* et DAL.




n peut faire varier k1 par l’intermédiaire de la concentration CB0 du réactif B puisque la action est du pseudo-premier ordre, mais de grandes variations de CB0 influent sur les

valeurs de CA* et DAL. Il est donc préférable d’utiliser une réaction catalysée et de pseudo-

premier ordre et faire varier la concentration en catalyseur qui n’influe pas sur la composition globale de la solution. La droite de Danckwerts est alors tracée en portant la variation du carré

ue

ste d’autres techniques, qui permettent d’accéder simultanément au coefficient kLa et

3.C.3 Aspects théoriques de la méthode de la réoxygénation Pour déterminer le coefficient kLa, nous avons retenu une méthode d’absorption physique de l’oxygène de l’air dans l’eau. En faisant appel à la théorie du double film présentée précédemment (partie 3.A), il est possible d’exprimer schématiquement les profils de concentrations de l’oxygène dissous dans l’eau comme l’indique la figure 3-C-1 ci- dessous :

Oré

du flux en fonction de la concentration en catalyseur. Les systèmes chimiques utilisés avec cette méthode et cités dans la littérature (annexe 3) sont l’oxydation du sulfite de sodium catalysée par l’ion cobalt, l’oxydation du cuivre et la réaction

e carbonates-bicarbonates et gaz carboniq catalysée par l’ion hypochlorite ou par l’ion darsénite. Il exil’aire interfaciale a, comme l’absorption avec ou sans réaction chimique accompagnée d’une désorption citée par Robinson et coll. (1974).

Figure 3-C-1: Profil de la concentration de l’oxygène dans l’eau.

Le flux global d’oxygène absorbé peut être estimé en fonction des concentrations de ce gaz

Interface

Liquide (H2O) CO2

CO2i

PO2i

PO2

Gaz (air)

Film gaz

Film liquide

δG 0 δL x

dans le liquide d’absorption (eau) selon l’expression :

)CC(ak22 OiOL −=φ (3.C.7)




u transfert de matière

égale à la concentration de saturation de l’eau en xygène notée C*

O2. Les profils de concentrations ont l’allure suivante :

Le flux d’oxygène devient alors :

gure 3.B.1, les bilans de matière nous permettent d’écrire

Sachant que l’oxygène est un gaz peu soluble dans l’eau et que sa concentration dans l’air (21% en volume) est suffisamment élevée pour considérer la résistance acôté gaz comme étant négligeable. La concentration en oxygène au niveau de l’interface gaz-liquide est maximale. Cette concentration est o

Interface

Figure 3-C-2 : Profil de la concentration en oxygène en négligeant la résistance en phase gazeuse.

)CC(ak22 O

*OL −=φ (3.C.8)

En prenant le modèle d’écoulement de la fi

LC1 + kLa (CO2*-CO2) ΩH = LC2 + Vcol dt

dC2 (3.C.9)

LC2 = LC1 + Vbac dtdC1 (3.C.10)

la combinaison de ces deux dernières équations conduit à l’expression suivante :

∫ ∫ ⎞⎛=

−

)t(C t

*O

2O2

11dt

CC

dC (3.C

⎟⎟⎠

⎜⎜⎝

+Ω

)t(C t

Lbac

OO02O 022

LHakV

.11)

n supposant le coefficient volumétrique de transfert de matière kLa indépendant du temps et n intégrant l’équation (3.C.11) entre l’instant 0 (début de la réoxygénation) et l’instant t (fin e la réoxygénation), nous obtenons l’expression suivante :

Ee td

⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛+

Ω

−=

⎥⎥⎦

⎤

⎢⎢⎣

⎡

−

−

L1

Hak1V

tt)t(CC)t(CC

Ln

Lbac

0

O*O

0O*O

22

22 (3.C.12)

Liquide (H2O) CO2

CO2i=CO2*

PO2

Gaz (air)

Film gaz

Film liquide

δG 0 δL x




est la concentration de saturation en oxygène qui dépend de la température et de la

ression est la concentration minimale en oxygène dissous, et la concentration n oxygène à l’instant (t).

En traçant

*O2

C

. )t(C 0O2)t(C

2Ope

⎥⎦⎢⎣ − )t(CC22 O

*O

⎥⎤

⎢⎡ − )t(CC

Ln 22 0O*O en fonction du temps (t-t ), on obtient une droite dont la pente

a nous permettre de déterminer le coefficient volumétrique de transfert de matière côté liq

0

vuide (kLa).

Le coefficient volumétrique de transfert de matière ainsi déterminé est rapporté à une

température de référence de 20°C selon la formule de Bewler et coll.(1970) :

)20T(C20L 024,1)ak( −° = (3.C.13)

où T est le température de l’essai en °C.

TL )ak(

.C

e œ re car le gaz à transférer est déjà présent dans l’air. La colonne st maintenue en fonctionnement à des débits d’eau et d’air constants : l’eau circule en boucle

Pour observer l’oxygénation de l’eau, il faut que le liquide circulant dans la colonne ait une

3 .4 Détermination expérimentale du coefficient kLa

3.C.4.1 Procédure expérimentale Dans le cas de la colonne à gouttes transportées, la méthode de la réoxygénation de l eau est facile à m ttre en uv’efermée et l’air en circuit ouvert.

faible concentration en oxygène au début de l’essai. On utilise le sulfite de sodium pour consommer l’oxygène initialement dissous dans l’eau de ville. Le sulfi te de sodium n’a aucune influence sur l’intensité de transfert et le kLa ainsi évalué caractérise le transfert de l’oxygène dans l’eau et ne dépend en aucun cas de la réaction du sulfite de sodium. Dans ce cas, une réaction d’oxydation catalytique est mise en œuvre. En présence d’ions cobalt, les ions sulfites sont oxydés selon la réaction :

42Co

2 SONaO1SONa2

⎯⎯→⎯++

(3.C.14) 23 2

Comme le sulfite de sodium est introduit dans le bac de reprise lorsque la colonne fonctionne en régime permanent et ouvert à l’air, l’eau de circulation se réoxygène en permanence, la qua pour atteindre une concentration minimale proche de zéro pour l’oxygène dissous dans l’eau.

ntité de sulfite de sodium employée doit être en excès




’après Bouaifi (1997) et Dabaliz (2002), la concentration en sulfite de sodium doit être de l’o

L’air employé est saturé au préalable en vapeur d’eau pour ne pas évaporer l’eau de circulation dans la colonne. Cette eau est introduite à une température proche de celle de l’air

oins un degré tout au long de l’essai. Cette température est comprise entre 20 et 25°C.

e YSI modèle RC. L’ensemble est relié à un enregistreur qui permet de tracer une courbe de variation de

la concentration en oxygène dissous en fonction du temps, figure 3-C-3.

igure 3-C-3 : Représentation de l’évolution de la concentration en oxygène dissous lors de l’application de la méthode de la réoxygénation de l’eau.

De la figure 3-C-3 nous remarquons qu’en présence de sulfite de sodium, la concentration

en

r

Connaissant C O2, CO2(t0) et CO2(t) nous pouvons déterminer le coefficient volumétrique de transfert de matière côté liquide.

Drdre de 160 mg/l et celle du sulfate de cobalt doit être égale à 10 mg/l.

et malgré l’absence de système de régulation, la température de l’eau reste stable à plus oum L’évolution de la concentration en oxygène de l’eau de circulation et sa température sont suivies à l’aide d’une sonde à oxygène, de type YSI modèle 5739 Field Probe, placée dans le bac de reprise contenant l’eau sortant de la colonne et connectée à un oxymètrA

F

oxygène dissous chute à une valeur CO2(t0) proche de zéro et lorsque tout le sulfite de sodium introduit dans le liquide est consommé, on observe la remontée de la concentration en oxygène dissous qui atteint une valeur d’équilibre C*

O2 co respondant à la solubilité de l’oxygène dans l’eau. Les valeurs de C*

O2 sont données par la norme NF T90 032 (1975) en fonction de la température et de la pression.

*

0 t0 t

C*O2

CO2(t) CO2(t0)

Concentration en oxygène dissous

temps




Le

our éviter la variation des propriétés physico-chimiques du liquide d’absorption suite à l’a

La précision de la mesure expérimentale de kLa est de l’ordre de +

bac de reprise, contenant l’eau de circulation de la colonne, est fermé de manière à garantir une étanchéité vis-à-vis de l’air ambiant. La mesure de la réoxygénation de l’eau dans ce bac a été effectuée en différents points. Les courbes de variation obtenues sont proches, ce qui permet de considérer l’écoulement du liquide dans ce bac comme étant parfaitement agité. P

ccumulation de sels, le bac de reprise est vidangé et l’eau de circulation est changée avant chaque essai.

10% compte tenu des entrations en oxygène, la valeur de la pression, la valeur de la des graphiques de la valeur de la pente.

Pression totale 1 atm

incertitudes sur les conctempérature et les incertitu

3.C.4.2 Conditions expérimentales Le but de cette partie est de déterminer expérimentalement le coefficient volumétrique de transfert de matière en phase liquide afin de mettre en évidence l’influence du débit de liquide et du débit de gaz sur ce paramètre. Pour cela, diverses expériences ont été réalisées en faisant varier les conditions opératoires. Ces conditions sont résumées dans le tableau 3-C-1 ci-dessous.

Température de l’essai 293-298 K Concentration de la solution [Na2SO3]=160 mg/l + [CoSO4]=10 mg/l Volume du liquide de circulation 30 l Gaz Air Vitesse de gaz 10 – 11,5 m/s Débit de gaz 636 – 732 m3/h Débit de liquide 0,6 – 1,2 m3/h

Tableau 3-C-1 : Conditions opératoires pour la détermination du coefficient kLa.

Nous avons appliqué la méthode de la réoxygénation à plusieurs points de fonctionnement

de la colonne à gouttes transportées. Pour chacun de ces points, nous avons relevé la courbe de variation de la concentration de l’oxygène dissous dans l’eau en fonction du temps (annexe8). La figure 3-C-4 présente un exemple de la courbe de la remontée de la concentration de l’oxygène obtenue pour le point de fonctionnement défini par L=0,8 m3/h et G=700 m3/h. Les autres points de fonctionnement considérés présentent des courbes de même allure.



0

1

2

3

4

5

6

7

8

9

0 100 200 300 400 500 600 700 800

temps (s)

Conc

entra

tion

en o

xygè

ne d

isso

us

(mg/

l)

Fifon

gure 3-C-4 : Variation de la concentration en oxygène dissous dans l’eau pour le point de ctionnement L = 0,8 m3/h et G = 700 m3/h.

temps. Ainsi, le transfert de l’oxygène de on purement physique comme prévu par la

littérature.

En utilisant les points de la remontée de la concentration en oxygène pour tracer le en fonction du temps, nous obtenons des droites comme

prévu par la littérature. La pente de chaque droite permet de calculer le coefficient kLa du point de fonctionnement considéré.

Pour le point précédent caractérisé par L=0,8 m3/h et G=700 m3/h, nous obtenons une droite de pente égale à 0,0051 s-1 à 298 K, figure 3-C-5.

Lorsqu’on injecte le mélange sulfite de sodium et sulfate de cobalt dans le bac de reprise,

la concentration en oxygène dissous dans l’eau diminue pour atteindre une valeur minimale proche de zéro. Une fois le sulfite de sodium consommé, la concentration remonte jusqu’à une concentration maximale et stable au cours dul’air vers l’eau est bien un phénomène d’absorpti

))t(CC/())t(CC(Ln2222 O

*O0O

*O −−

Traitement des effluents gazeux sous hautes vitesses de gaz. Page 89Cas de la colonne à gouttes transportées


y = 0,0051x

1

1,2

0,8

*-C))

R2 = 0,9957

0,4

0,6

Ln((C

*-C 0

)/

0

0,2

0 50 100 150 200 2temps (s)

50

(C

Figure 3-C-5 : Variation du Ln((C*-C )/(C*-C)) en fonction du temps pour le point de fonctionnement

ce (293 K), le coefficient volumétrique de transfert de atière en phase liquide est égale à 0,0045 s-1 lorsque L=0,8 m3/h et G=700 m3/h.

3.C.4.3 Influence du débit de liquide et du débit de gaz sur le coefficient kLa

0L = 0,8 m3/h et G = 700 m3/h.

A la température de référenm

La figure 3-C-6 représente l’évolution du coefficient volumétrique de transfert de matière en phase liquide, kLa, en fonction du débit de liquide tandis que la figure 3-C-7 illustre la variation de kLa en fonction du débit de gaz.

0,014

0,016


0,000

0,002

0,004

0,006

0,010

0,012

0,4 0,6 0,8 1,0 1,2 1,4

-1)

0,008

k La

(s

G = 636 m3/h

G = 700 m3/h

L (m3/h)

Figure 3-C-6 : Variation du coefficient kLa en fonction du débit de liquide.




s remarquons que le coefficient volumétrique de transfert

t plus important à fort débit de liquide ; ce résultat est en accord avec les observations faites sur les contacteurs gaz-liquide par Mehta et coll. (1970), Laurent (1974), Lara-Marquez (1991) et Bot En ce qui concerne l’influence du débit de gaz sur le coefficient k a, nous pouvons constater

lorsque le débit de gaz passe de 636 m3/h à 732 m3/h. En efdispersion gaz-liquide plus intense conduisant à l’augmentation du kLa. Nous constatons égalem entation du kLa est plus significative lorsque la colonne fonctionne à débit de liquide élevé.

A partir de la figure 3-C-6, nou

de matière côté liquide est une fonction croissante du débit de liquide lorsque ce dernier varie de 0,6 m3/h à 1,2 m3/h. Ainsi, le kLa es

ton (1997).

L

de la figure 3-C-7, que le coefficient volumétrique de transfert augmentefet, l’augmentation du débit de gaz provoque une

ent que cette augm

0,000

0,002

0,004

0,006

0,016

0,012

0,008

0,010

k La

(s-1

)

0,014

0 6G (m

L = 0,8 m3/h

L /h= 1,0 m3

620 640 66 80 700 720 7403/h)

Au vue de la littérature, les auteurs semblent partager sur l’influence du débit de gaz sur le

et coll. (1970) ont observé que la valeur de kLa est indépendante du débit de az jusqu’à une certaine limite, au-delà de laquelle ce coefficient augmente avec le débit de

Figure 3-C-7 : Variation du coefficient kLa en fonction du débit de gaz.

coefficient kLa dans les colonnes à gouttes ; Journot (1996) et Muller (1999) ont remarqué que le débit de gaz avait peu d’influence sur le coefficient de transfert de matière côté liquide tandis que Mehtaggaz comme c’est le cas lors de cette étude.

Des essais complémentaires ont été réalisés pour déterminer le coefficient volumétrique de

transfert de matière kLa de la colonne à gouttes transportées. Les résultats obtenus présentent la même allure de variation que précédemment en fonction des débits de circulation. Tous ces résultats sont donnés en annexe 9.




s l’ensemble, le coefficient volumétrique de transfert kLa de la colonne à gouttes

t compris entre 0,0007 ,015 s-1 d’après Roizard et coll. (1997).

terminé xpérimentalement par la méthode de la réoxygénation de l’eau peut être exprimé en fonction

(3.C.15)

Le coefficient volumétrique de transfert de matière donné par cette corrélation est à plus ou

Figure 3-C-8 : Ecart entre le coefficient kLa théorique et le coefficient kLa expérimental.

Le coefficient volumétrique de transfert de matière est une fonction croissante des débits e gaz et de liquide. En effet, l’augmentation des débits de fluides provoque une dispersion

; le nombre de gouttes ainsi que leur fréquence sont par ce fait plus portants ce qui explique une amélioration du transfert de matière dans la colonne à gouttes

ansportées.

Nous avons comparé nos résultats avec ceux de Mehta et coll. (1970), qui ont étudié des olonnes à pulvérisation de différents diamètres (0,08 - 0,39 m) et de hauteurs différentes ,6 - 2,9 m). Dans ces colonnes à contre-courant, le débit de gaz varie de 5 à 125 m3/h et le

débit de liqu

Dan

transportées varie de 0,0035 à 0,014 s-1 dans le domaine de débits étudiés. Ces valeurs sont proches de celles des colonnes classiques à pulvérisation dont le kLa eset 0

Le coefficient volumétrique de transfert de matière côté liquide dé

edes débits L et G selon la corrélation suivante :

22,493,015L GL10.9ak −=

moins 20 % comme l’indique le diagramme de parité présenté par la figure ci-dessous :

0,000

0,002

0,004

0,006

0,008

0,010

k La

théo

(s-1

0,012

0,014

0,016

0,000 0,002 0,004 0,006 0,008 0,010 0,012 0,014 0,016kLa exp (s-1)

)

+20%

-20%

dgaz-liquide plus intense imtr

c(0

ide prend des valeurs comprises entre 0,2 et 1,3 m3/h.



Ces auteurs ont observé que le kLa est indépendant de la vitesse du gaz jusqu’à une certaine limite puis il augmente en fonction de la vitesse du gaz. Les valeurs du coefficient comprises entre 0,007 et 0,016 s-1 sont du même ordre de grandeur que celles de notre pilote. Ces auteurs proposent un coefficient kLa proportionnel à Lα où α varie entre 0,78 et 1,03 et il est indépendant de G. Dans le cas de la colonne à gouttes transportées, ce coefficient est proportionnel à L0,93 et G4,22 .


.C.4.4 Influence de la rétention liquide totale sur le coefficient kLa

de kLa à la rétention liquide. ors du paragraphe précédent, nous avons pu constater que le coefficient volumétrique de ansfe

our étudier l’influence de la rétention liquide sur le coefficient volumétrique de transfert de matière coté liquide de la colonne à gouttes transporfonction du rapport de rétention εL/εG.

3

Certains auteurs comme Botton et coll. (1999) proposent de relier le coefficient volumétrique de transfert de matière côté liquiLtr rt de matière côté liquide croît lorsque le débit de gaz et le débit de liquide augmentent. Or l’augmentation de ces débits engendre une augmentation de la rétention liquide dans la colonne. P

tées, nous avons représenté le kLa en

kLa = 0,2808x1,8

R2 = 0,8778

0,018

0,006

0,009

0,015

a (s

-1)

0,012

k L

0

0,003

0,1 0,12 0,14 0,16 0,18 0,2rétention liquide/rétention gaz

Figure 3-C-9 : Influence de la rétention sur le coefficient kLa.

La figure ci-dessus, confirme bien l’accroissement du coefficient kLa en fonction de la

rétention liquide dans la colonne à gouttes transportées.



3.C.4.6 Détermination du coefficient de transfert de matière côté liquide


Le coefficient de transfert de matière côté liquide kL a été calculé à partir du co

efficient volumétrique de transfert de matière kLa et de l’aire interfaciale a déterminés précédemment pour la colonne à gouttes transportées. Les résultats obtenus sont reportés sur les figures 3-C-11 et 3-C-12 en fonction du débit de liquide et du débit de gaz :

18

10

12

14

16

-5 m

/s)

G = 636 m3/h

G = 700 m3/h

8 (10

0

2

4

6

0,4 0,6 0,8 1,0 1,2 1,4L (m3/h)

k L

Figure 3-C-11 : Variation du coefficient kL en fonction du débit de liquide.

0

2

4

14

12

6

8

k L (1

0-5 m

/s

10

)

620 640 660 680 700 720 740

G (m3/h)

L = 0,8 m3/h

L = 1,0 m3/h

Figure 3-C-12 : Variation du coefficient kL en fonction du débit de gaz.




rt de matière côté liquide a été observée é icient kL

mesuré par ces auteurs varie entre 2 ert de matière kL déterminés lors de notre étude s az-liquide (CO2-air/Na2CO3 + N (D=0,45 m et H=1,3 m) e lonne à gouttes transportées.

970) ont remarqué que le kL obtenu en faisant le rapport entre le k a mesuré par absorption du CO dans l’eau et l’aire interfaciale mesurée pa 2 2 3 . D’après es auteurs, le coefficient de transfert de matière des colonnes à pulvérisation étudiées varie

3.

ent et le calcul de l’efficacité des contacteurs gaz-liquide. L’objectif de cette partie de l’étude a été de déterminer le coefficient vo

atière La est une fonction croissante du débit de gaz et du débit de liquide circulant dans la colonne.

Ce

La décroissance du coefficient de transfegalement par Pinilla et coll. (1984). Le coeff 10-5 et 23 10-5 m/s. Les coefficients de transfont du même ordre de grandeur, bien que le système gaHCO3) et les caractéristiques géométriques de la colonne

mployés par ces auteurs soient différents de ceux de la co Par contre d’autres auteurs comme Mehta et coll. (1

L 2

r oxydation du Na S O , est une fonction croissante du débit de liquidecentre 15 et 25 10-5 m/s. En moyenne ces valeurs sont deux fois supérieures au coefficient kL de la colonne à gouttes transportées.

La tendance de variation du kL en fonction de G obtenue lors de cette étude se rapproche plutôt de celle observée par Mehta et coll. (1970) à savoir l’augmentation du kL lorsque le débit de gaz augmente à l’intérieur du réacteur gaz-liquide.

C.5 Conclusion

Le coefficient volumétrique de transfert de matière en phase liquide (kLa) est l’un des paramètres essentiels pour le dimensionnem

lumétrique de transfert de matière (kLa) de la colonne à gouttes transportées. La méthode employée pour mesurer ce coefficient est basée sur l’absorption sans réaction chimique de l’oxygène dans l’eau. Les résultats obtenus montrent que le paramètre de transfert de mk

même paramètre a été également relié à la rétention liquide de la colonne à gouttes transportées.



Partie D Détermination du coefficient volumétrique de transfert de matière en phase

gazeuse (kGa)




hase gazeuse (kGa)

.D.1 Introduction

De même importance que le coefficient kLa, le coefficient volumétrique de transfert de atière en phase gazeuse, kGa, est l’un des paramètres fondamentaux du dimensionnement

es réacteurs gaz-liquide. Lors de cette partie, nous allons déterminer le coefficient kGa de la olonne à gouttes transportées par une réaction instantanée de surface. out d’abord, nous présentons le système chimique (SO2-Air/NaOH) choisi pour déterminer e coefficient kGa et avons détaillé la mise en œuvre expérimentale et l’application de cette éthode à la colonne à goutte transportées. Par la suite, nous avons exposé les résultats

btenus pour notre procédé puis avons vérifié les hypothèses du régime de réaction.

3.D.2 Méthodes de détermination du coefficient volumétrique de tran

0 % de la résistance globale du système ammoniac/eau se trouve en phase liq

de surface Pour déterminer le coefficient de transf t de matière côté gaz kGa, on met en œuvre

une réaction rminé par la

3.D Détermination du coefficient volumétrique de transfert e matière en pd

3 mdcTcmo

sfert de matière kGa

3.D.2.1 Méthodes physiques de détermination de kGa Le coefficient volumétrique de transfert de matière côté gaz peut être déterminé par

absorption physique à condition d’utiliser un gaz très soluble dans le liquide de telle sorte que la résistance au transfert soit localisée dans la phase gaz. Le système le plus souvent utilisé pour la détermination du kGa par voie physique, d’après Fellinger (1941), est l’ammoniac/eau à cause de la grande solubilité de l’ammoniac dans l’eau. Cependant, Molstad et coll. (1943) ont montré que 2

uide. Cette méthode est abandonnée actuellement au profit de l’absorption avec réaction chimique, la principale cause étant l’existence d’une résistance en phase liquide non négligeable.

3.D.2.2 Méthodes chimiques de détermination de kGa

Le coefficient volumétrique de transfert de matière côté gaz peut être déterminé par une réaction instantanée de surface ou par une réaction irréversible de pseudo premier ordre.

a\ Régime de réaction instantanée

ertrès rapide pour que le flux d’absorption soit entièrement déte




sistance de transfert en phase gazeuse. Généralement, on a recours à une réaction instantanée irréversible de surface. Le rapport entre le flux d’absorption expérimental et la pression partielle du soluté A permet de calculer le coefficient kGa, tel que :

ré

AG P

ak φ= (3.D.1)

Les conditions à satisfaire pour ce régime de réaction sont les suivantes :

Ha >> Ei (3.D.2)

et 0BAL

BLLAG C

zDDakaPk << (3.D.3)

L’annexe 3 présente les différents systèmes chimiques cités dans la littérature pour la détermination d

re considérée comme négligeable et l’expression du flux d’absorption s’écrit :

u coefficient kGa.

b\ Régime de réaction irréversible de pseudo-premier ordre Dans le cas d’une réaction irréversible de pseudo-premier ordre (Ha<Ei/2) et en régime

rapide (Ha>5), la résistance au transfert en phase liquide peut êt

⎥⎥⎦

⎤

⎢⎢⎣

⎡+=+=

φ 1ALGLG

*A

kDHe

k1

a1

aHakHe

ak1P (3.D.4)

φ

*AP en fonction de La représentation de

1ALkDl’origine permettent d’évaluer le coefficient k

He est une droite dont la pente et l’ordonnée à

3.D.3 Aspects théoriques de la détermination de kGa par la méthode

née de surface et une absorption entièrement contrôlée par la iffusion en phase gazeuse. En pratique, c’est l’absorption du dioxyde de soufre dans des

Ga et l’aire interfaciale a. Les systèmes chimiques utilisés dans ce cas sont présentés en annexe 3.

chimique D’après la littérature, la technique la plus souvent utilisée pour mesurer le coefficient volumétrique de transfert de matière côté gaz, kGa, dans les contacteurs gaz-liquide est l’absorption avec réaction chimique. En effet, plusieurs auteurs [Charpentier (1965), Sharma et Danckwerts (1970), Mehta et Sharma (1970), Laurent (1975), Journot (1996)] ont employé une réaction irréversible instantad




sodium qui est mise en œuvre pour la détermination du Ga.

3.D.3.1 Cinétique de la réaction d’oxydation du dioxyde de soufre La réaction globale d’oxydation du dioxyde de soufre (SO2) dans une solution de

Cette réaction est d’ordre 1 par rapport au dioxyde de soufre et d’ordre 1 également parpport à la soude, Badssi (1984). La vitesse de la réaction s’exprime par :

bases fortes comme l’hydroxyde de kLors de cette étude, nous avons également retenu ce système chimique (SO2-air/NaOH) en raison de l’importance de la désulfuration des gaz au niveau industriel.

soude s’écrit comme suit :

SO2 + 2 OH-

k

SO32- + H2O (3.D.5)

ra

[ ] [ ]−= OHSOkr 2 (3.D.6)

énéralement supérieure à 10 m .mole/s d’après Journot (1996).

Le système SO2 dans l’air/solution NaOH a été utilisé(1975), comme étant un système qui satisfait aux conditions de réaction instantanée irréversible, et pour lequel la résistance au transfert dans la phase liquide est négligeable, à

Figure 3-D-1 : Profils des concentrations d’une réaction instantanée de surface.

La constante cinétique k est g 6 3

par plusieurs auteurs, dont Laurent

condition de choisir judicieusement la concentration de la soude et la pression partielle du dioxyde de soufre dans le mélange gazeux. Les concentrations conseillées sont 1 mole/l pour la soude et 10 % pour la fraction de SO2 dans le gaz. Le profil des concentrations des phases gazeuse et liquide est donné par la figure ci-dessous :

Interface

Liquide

CNaOHo CNaOHi

PSO2

Gaz

Film gaz

Film liquide

δ G 0 δL x PSO2i = 0 et CSO2i = 0




D’autres auteurs ont admis que ce système chimique présente une cinétique de réaction très pide et que la résistance au transfert est localisée uniquement dans la phase gaz pour des

ressions en SO2 beaucoup plus faibles. L’essentiel est de pouvoir observer une différence de ression en SO2 entre l’entrée et la sortie du contacteur gaz-liquide. Parmi ces auteurs, il est ossible de citer Virkar et Sharma (1975) qui ont déterminé le kGa d’un tube venturi avec une action de SO2 comprise entre 0,4 et 1 %, Pinilla et coll (1984) ont utilisé une fraction en S02

gale à 0,1 % pour le kGa d’une colonne à pulvérisation, Lorent (1992) a déterminé le kGa ’un laveur à câbles avec une fraction en SO2 égale à 0,12 % tandis que Journot (1996) a esuré le kGa avec de l’air contenant 0,1 à 0,2 % de SO2. En revanche, la concentration de la

oude doit être supérieure à 0,4 mole/l pour que la résistance en phase liquide soit négligeable.

.D.3.2 Détermination du coefficient kGa par absorption du dioxyde de oufre dans une solution de soude

Le flux d’absorption d’une réaction instantanée de surface est proportionnel à la pression partielle du gaz absorbé ; kGa étant le coefficient de proportionnalité. Dans le cas de la réaction SO2/NaOH, le flux absorbé s’exprime comme suit :

rapppfrédms

3s

2SOGaPk=φ (3.D.7)

où PSO2 est la pression partielle du dioxyde de soufre. La détermination du coefficient kGa est possible à partir de l’analyse de la composition de la phase gazeuse qui permet d’accéder à la pression partielle du dioxyde de soufre dans le gaz.

3.D.4 Détermination expérimentale du coefficient kGa

3.D.4.1 Procédure expérimentale Le dioxyde de soufre, stocké sous forme liquide dans une bouteille sous pression, est injecté dans la canalisation d’air en amont de la colonne à gouttes transportées. Cette injection est contrôlée par des rotamètres et se fait par l’intermédiaire d’un tube taillé en biseau pénétrant jusqu’au centre de la canalisation. L’écoulement turbulent de l’air permet de réaliser une bonne homogénéisation du SO2 dans le flux gazeux et permet également d’obtenir des concentrations en SO2 stables dans le temps.

Le choix de la quantité de SO2 à injecter est un difficile compromis entre les conditions théoriques du régime de réaction, les contraintes expérimentales et économiques de la manipulation ainsi que les restrictions environnementales relatives aux rejets des polluants atmosphériques. Nous avons ainsi choisi une concentration en SO2 équivalente à celle que




l’on retrouve dans les fumées issues des fours d’incinération d’ordure ménagères. Cette concentration est de 400 mg SO2/Nm3 d’air ce qui correspond à une fraction molaire de 0,01 % de SO2.

Le bac de reprise est rempli avec une solution de soude de concentration 1 mole/l. Cette solution, injectée dans la colonne à débit constant va absorber une partie du SO2 contenu dans l’air. Un système de régulation automatique permet de maintenir constant le pH de cette solution. Le liquide circule en boucle fermée tandis que le gaz est en circuit ouvert comme prévu par la littérature [Pinilla et coll. (1984)].

L’air entrant dans la colonne est saturé en vapeur d’eau pour maintenir la température de l’air et le niveau du liquide dans le bac de reprise constants. La quantité d’eau dans l’air est réglée de manière à éviter le mouillage de la canalisation de ventilation en amont de la colonne qui pourrait provoquer une absorption parasite du SO2.

La détermination du kGa nécessite la connaissance du débit de gaz et les teneurs en dioxyde de soufre dans le gaz à l’entrée et à la sortie de la colonne à gouttes transportées. Le débit gazeux est mesuré à l’aide de l’annubar, les teneurs en SO2 sont évaluées par dosage acido-basique. En effet, des sondes de prélèvement sont implantées dans la canalisation d’air à l’entrée et à la sortie de la colonne. Une fraction du gaz est prélevée à l’aide d’une pompe protégée par une petite colonne de séchage remplie de gel de silice, le débit d’air aspiré est contrôlé par un rotamètre.

Chaque échantillon de gaz prélevé est envoyé vers une série de trois flacons laveurs, où le gaz après passage à travers un verre fritté se solubilise dans du peroxyde d’hydrogène de concentration 0,1 mole/l. Le SO2 gazeux absorbé par cette solution est totalement transformé en acide sulfurique (H2SO4). A la fin de chaque essai, la concentration en H2SO4 est mesurée par dosage acido-basique avec une solution de soude de concentration 0,01 mole/l, le détail du dosage est donné en annexe 14. La mesure de la concentration en dioxyde de soufre à l’entrée et à la sortie de la colonne à gouttes transportées permet de connaître la pression partielle du SO2 dans l’air nécessaire pour calculer le coefficient kGa.

3.D.4.2 Conditions expérimentales L’objectif de cette étude est de déterminer expérimentalement le coefficient volumétrique de transfert de matière côté gaz de la colonne à gouttes transportées en fonction du débit de liquide et du débit de gaz. Diverses expériences ont été réalisées avec les conditions opératoires suivantes :




Pression totale 1 atm Température de l’essai 293 K Volume du liquide de circulation 30 l L e de circulation [NaOH] = 1 mole/l iquidGaz 0,01 % SO2 dans l’air Vitesse de gaz 10,5 – 11,5 m/s Débit de gaz 668 – 732 m3/h Débit de liquide 0,8 – 1,2 m3/h

Tableau 3-D-1 : Conditions opératoires pour la détermination du coefficient kGa.

2

onne. Le flux de SO2 absorbé est donné par e

Pour chaque expérience, nous préparons la solution de soude à une concentration de 1 mole/l. Cette solution est versée dans le bac de reprise pour alimenter la colonne à gouttes transportées. L’air, contenant le SO2, est mis en contact avec la solution. Le SO2 est absorbé par la soude et sa concentration dans le flux gazeux va diminuer. La durée moyenne de la manipulation est de 45 minutes au bout desquelles les échantillons de gaz prélevés dans les flacons laveurs sont analysés pour déterminer la pression partielle de SO2 à l’entrée et à la sortie de la colonne.

Lors des différents essais réalisés, nous avons injecté de l’air avec des concentrations en SO2 de l’ordre de 400 mg/Nm3. Cette concentration en SO diminue pour atteindre des valeurs nférieures à 40 mg/Nm3 à la sortie de la coli

l’ xpression (3.D.7) citée plus haut.

Le coefficient kGa est indépendant de la distribution des temps de séjour de la phase liquide mais dépend de celle de la phase gazeuse. Ce coefficient est déterminé uniquement par des mesures de pressions partielles de SO2 en entrée (PSO2e) et en sortie (PSO2s) du réacteur.

Pour un réacteur tubulaire de hauteur h, traversé par un gaz dont le débit molaire est Gm, et fonctionnant à la pression totale moyenne P, kGa est donné par [Laurent (1975)] :

⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛

Ω=

sSO

eSOmG

2

2

PP

LnhP

Gak (3.D.8)

3.D.4.3 Influence du débit de liquide et du débit de gaz sur le kGa

Les essais effectués sur la colonne à gouttes transportées ont permis de déterminer l’influence du débit de liquide et du débit de gaz sur le coefficient volumétrique de transfert de matière en phase gazeuse, kGa. Les résultats obtenus sont illustrés sur les figures 3-D-2 et 3-D-3 présentées ci-dessous.



0

100

200

300

400

500

600

700

800

0,7 0,8 0,9 1,0 1,1 1,2 1,3L (m3/h)

k Ga

(10-5

mol

e/sm

3 Pa)

G = 668 m3/h

G = 700 m3/h

Figure 3-D-2 : Variation

du coefficient kGa en fonction du débit de liquide.

La figure (3-D-2) montre que le coefficient kGa varie très peu avec l’augmentation du débit liquide de 0,8 à 1,2 m3/h. Ce résultat a déjà été observé pour les colonnes à garnissage averi et coll. (1968)]. Cependant, ce résultat est différent de la tendance de variation du k a

de[Jh G

en fonction du débit de liquide observé par d’autres auteurs comme Pigford et coll. (1951), Mehta et Sharma (1970) ou encore Journot (1996) qui ont étudié le transfert de matière gaz-liquide dans des colonnes classiques à pulvérisation.

0

100

200

300

400

500

600

700

800

660 675 690 705 720 735G (m3/h)

k Ga

(10-5

mol

e/sm

3 Pa)

L = 0,8 m3/h

L = 1,2 m3/h

L = 1,0 m3/h

Figure 3-D-3 : Variation du coefficient kGa en fonction du débit de gaz.

Lors de nos essais, nous avons constaté que le coefficient volumétrique de transfert de matière côté gaz, kGa, varie de 360 10-5 à près de 600 10-5 mole/sm3Pa lorsque le débit de gaz

Traitement des effluents gazeux sous hautes vitesses de gaz. Page 102Cas de la colonne à gouttes transportées



ans la colonne à gouttes transportées évolue de 668 m3/h à 732 m3/h. Cette tendance est en

4).

lé les résultats obtenus afin de proposer une corrélation du coefficient it des fluides dans la colonne à gouttes transportées. La corrélation

ent fonction du débit de gaz, tel que :

ure (3-D-4).

ttes transportées. Toutefois, nos valeurs sont roches de celles mesurées par Kowalke et coll. (1925) qui ont déterminé des coefficients kGa ariant de 125 10-5 à 540 10-5 mole/sm3Pa ou encore Hixon et coll. (1935) qui trouvent un oefficient compris entre 13 10-5 et 850 10-5 mole/sm3Pa pour des colonnes à pulvérisation à

contre-courant.

daccord avec la littérature où de nombreux auteurs ont observé l’augmentation du coefficient kGa avec le débit de gaz dans les différents contacteurs gaz-liquide y compris les colonnes à pulvérisation, Laurent et coll. (197

Nous avons rassembkGa en fonction du débindique que kGa est uniquem

6,38G G10.3ak −= (3.D.9)

La corrélation ci-dessus est valable pour un débit de gaz compris entre 668 m3/h et 732 m3/h, cela correspond à des vitesses de gaz allant de 10,5 m/s à 11,5 m/s, et un débit de liquide variant entre 0,8 m3/h et 1,2 m3/h. Dans ces intervalles de débits, le kGa de la colonne à gouttes transportées calculé par cette corrélation est à plus ou moins 16 % près de la valeur réelle, Fig

Figure 3-D-4 : Comparaison entre le coefficient kGa théorique et le coefficient kGa expérimental.

Les valeurs expérimentales du kGa de la colonne à gouttes transportées (360 10-5 à 606 10-5 mole/sm3Pa) sont supérieures aux valeurs de kGa (5 10-5 à 200 10-5 mole/sm3Pa) des colonnes classiques à pulvérisation données par Roizard et coll. (1997). Sachant que le coefficient kGa augmente avec le débit de gaz, cette différence peut être attribuée aux grands débits de gaz employés dans la colonne à goupvc

00 100 200 300 400 500 600 700

kGa exp (10-5mole/m3Pa)

100

k G

200

400

a th

-5m

o

300éo (1

0

500

600

700

800

le/m

3 Pa)

+16%

-16%



raitement des effluents gazeux sous hautes vitesses de gaz. Page


104

s de kGa des colonnes à bulles 5 10- -5 mole/sm3Pa) et se rapprochent du coefficient kGa mesuré dans le cas des

laveurs

t de matière côté gaz et de l’aire interfaciale a déterminés xpérimentalement au début de cette étude de transfert de matière. Les résultats obtenus sont

pré les figures ci-d

Nos valeurs de kGa sont également supérieures aux valeur(2 5 – 120 10

venturi (320 10-5 – 25000 10-5 mole/sm3Pa).

3.D.4.4 Détermination du coefficient de transfert de matière côté gaz Le coefficient de transfert de matière côté gaz (kG) a été estimé à partir des valeurs du

coefficient volumétrique de transfere

sentés sur essous :

T

0

1

2k G

3

4

6

7

8

9

L (m3/h)

2 sPa)

5

le/m

(10-5

mo

0,7 0,8 0,9 1,0 1,1 1,2 1,3

G = 700 m3/h

Figure 3-D-5 : Variation du coefficient kG en fonction du débit de liquide.

0

9

1

2

3

4

k G (1

0-5m

o

5

8

le

6

7

/m2 sP

a)

L = 0,8 m3/h

L = 1,0 m3/h

660 680 700 720 740G (m3/h)

Figure 3-D-6 : Variation du coefficient kG en fonction du débit de gaz.


tement des effluents gazeux sous hautes vitesses de gaz. Page


105

incipale est celle effectuée par Mehta et coll. (1970). Cette étude montre indépendance du coefficient kG vis-à-vis du débit de liquide dans plusieurs colonnes à

pulvéri

En ce qui concerne l’influence du débit de gaz sur le coefficient de transfert de matière

gure (3-D-6) précédente que le coefficient kG est une nction croissante du débit de gaz. Ce coefficient kG augmente dans un premier temps quand

le débi

nce d coefficient kG en fonction

.D.4.5 Vérification du régime de réaction

Lo œuvre de o ufre par une solution d’hydroxy étermination du coeffic nsfert de matière cô nsidéré l ction co tant instantanée de surface. Connaissa et les pressi partielle 2, il nous est possible de vérifier les hypothèses émises : a\ Régime de réaction instantanée Po atta doit tre supérieur au facteur d’accélération instantané (Ha>5∼10 Ei). Dans le cas de l’absorption u SO2 par la solution de NaOH, le nombre Ha s’exprime comme suit :

Les études concernant le coefficient de transfert de matière côté gaz kG sont peu nombreuses ; la prl’

sation. Tandis que lors de notre étude ce même paramètre décroît en fonction du débit de liquide. Cette décroissance est importante entre 0,8 m3/h et 1 m3/h.

côté gaz, nous remarquons de la fifo

t de gaz passe de 668 m3/h à 700 m3/h puis le kG diminue légèrement quand le débit passe à 732 m3/h.

Mehta et coll. (1970) ont également remarqué une croissa u

du débit de gaz. Ces auteurs proposent une valeur moyenne du coefficient kG de l’ordre de 1,25 10-5 mole/m2sPa pour les colonnes classiques à pulvérisation. Cette valeur est cinq fois inférieure à la valeur trouvée pour la colonne à gouttes transportées.

3

rs de la mise en l’absorption du di xyde de sode de sodium pour la d ient volumétrique de traté gaz (kGa), nous avons co a réa mme ént les valeurs de a, kLa ons s de SO

ur considérer le régime de réaction comme étant instantané, le nombre de Hêd

[ ]L

SO

k

NaOHkDHa 2= (3.D.10)

t e le facteur Ei est donné par l’équation ci-dessous :

[ ][ ]i2SO2

(3.D.11)

aOHNi SO

NaOHD2

D1E +=

Trai



106

b\ réaction de surface Pour le ritère à satisf ur que la réaction soit une réaction de

système chimique SO2/NaOH, le c aire po surface est :

[NDakaPk NaOH<< ]aOH

D22SO

L (3.D.12)

Les tableaux d , Ei, kGaPSO kLaDNaOH[NaOH]/2DSO2 pour les différ Nous remaréaction iés, Ei st égal à 696 alors que les valeurs du nombre de Hatta sont toutes supérieures à 9840 tandis

3.

euse (kGa) de la co

r

dans le contacteur gaz-liquide étudié. Vu les grands débits de gaz utilisés lors de nos essais, sont assez élevées ce qui laisse supposer que la colonne à

outtes transportées présente un grand potentiel d’absorption des polluants gazeux.

2SOG

e l’annexe 11 listent les valeurs de Haents débits de liquide et de gaz étudiés.

2 et rquons que les conditions de

instantanée de surface sont vérifiées. En effet, pour les trois débits de gaz étudeque kGa.PSO2 est toujours inférieur à 0,091 mole/m3s et kLa.DNaOH.[NaOH]/2.DSO2 est toujours supérieur à 3,31 mole/m3s.

D.5 Conclusion

Le coefficient volumétrique de transfert de matière en phase gazlonne à gouttes transportées a été déterminé par méthode chimique mettant en œuvre

l’absorption du dioxyde de soufre dans une solution de soude. Les résultats expé imentaux montrent que ce coefficient de transfert est une fonction croissante du débit de gaz injecté

les valeurs du coefficient kGa g


CONCLUSION

Le présent chapitre nous a permis de caractériser le transfert de matière gaz-liquide dans la colonne à gouttes transportées. Après avoir présenté une synthèse bibliographique des différentes méthodes employées dans la littérature pour la détermination des paramètres de transfert de matière des contacteurs gaz-liquide. Nous avons déterminé l’aire interfaciale et les coefficients volumétriques de transfert de matière de la colonne à gouttes transportées en fonction du débit de liquide (0,6 – 1,2 m3/h) et du débit de gaz (636 – 732 m3/h).

Nous avons employé le système chimique O2 - Na2SO3 pour déterminer l’aire interfaciale, a, de la colonne à gouttes transportées en régime rapide. L’aire interfaciale ainsi mesurée augmente avec le débit de liquide mais reste indépendante vis-à-vis du débit de gaz. La colonne à gouttes transportées présente une aire interfaciale proche de celle des laveurs venturi. Connaissant la rétention liquide et l’aire interfaciale, nous avons pu déterminer approximativement le diamètre moyen des gouttes dans la colonne qui dans l’ensemble varie entre 4 et 13 millimètres. Comme le diamètre moyen est inversement proportionnel à l’aire interfaciale, l’augmentation du débit de liquide provoque une diminution de la taille des gouttes. Le débit de gaz a peu d’influence sur l’aire interfaciale mais accroît la rétention liquide et donc le diamètre moyen des gouttes.

Le coefficient v été déterminé par ne méthode d’absorption physique en absence de réaction chimique basée sur l’étude de la

de transfert de matière côté liquide, kL, ce dernier est une

Quant au coefficient volumétrique de transfert de matière côté gaz kGa, il a été déterminé e chimique SO2-NaOH. Ce

n croissante qui dépend uniquement du débit e gaz.uram

liquide devient important et augmente légèrement avec d

olumétrique de transfert de matière côté liquide, kLa, auréoxygénation de l’eau. Le coefficient kLa de notre pilote est une fonction croissante du débit de liquide et du débit de gaz. Les valeurs du kLa mesurées sont proches de celles des colonnes classiques à pulvérisation. En ce qui concerne le coefficientfonction décroissante du débit de liquide et une fonction croissante du débit de gaz.

par une réaction instantanée de surface à l’aide du systèmparamètre de transfert de matière est une fonctiod Le coefficient kGa de la colonne à gouttes transportées est largement supérieur à celui co ment rencontré dans les colonnes à bulles et les colonnes à pulvérisation et il se rapproche de celui des laveurs venturi. Nous avons calculé le coefficient de transfert de matière kG en faisant le rapport kGa sur a. Ce coefficient diminue lorsque le débit de le ébit de gaz. Les valeurs obtenues pour a, kLa et kGa laissent présager une bonne efficacité de dépollution de la colonne à gouttes transportées qui sera vérifiée dans le chapitre suivant.


107

K.

Thèse en SciencesInstitut National des Sciences Appliquées de Lyon Ecole Doctorale de Chimie de Lyon (Chimie, Procédés, Environnement)

hapitre 4

Traitement des effluents gazeux dans la colonne à gouttes transportées

KIES Fairouz et Techniques du Déchet / 2002

C

Chapitre 4 : Traitement des effluents gazeux dans la colonne à gouttes transportées décembre 2002

4 Traitement des effluents gazeux dans la colonne à gouttes transportées

4.1 Introduction

Si le concept de la purification par le feu est toujours présent dans les esprits, il ne faut pourtant pas conclure rapidement que l’incinération conduit à une totale élimination des

nération est la source potentielle d’un certain nombre de olluants dans l’air. Lors de cette incinération, deux tiers de la masse du déchet partent en mée

ent en mâchefers et en scories. Dans le cadre de cette étude, nous proposons un

Cette étude a été effectuée à la demande de la société PROCEDAIR

t le chlorure ’hydrogène et le dioxyde de soufre qui sont deux composants majeurs des fumées issues des

sèches de composition très variée.

té e protéger l’environnement, il est important de développer de nouveaux procédés basés sur

éléments nocifs. Au contraire, l’incipfu c'est -à-dire en gaz et en poussières. Quant au tiers restant, il est transformé essentiellemnouveau procédé qui serait susceptible de traiter les rejets libérés lors de l’incinération des déchets.

Nous allons étudier l’efficacité de traitement des effluents gazeux par la colonne à uttes transportées. go

selon un cahier des charges fixant les quantités de polluants à injecter dans la colonne et le liquide de circulation utilisé pour leur absorption. Les polluants concernés sondinstallations de combustion et d’incinération de déchets.

4.2 Incinération des déchets

4.2.1 Pollution issue de l’incinération des déchets

Les fumées d’incinération de déchets se composent essentiellement de vapeur d’eau (5 à 20 %), de dioxyde de carbone, de gaz acides (chlore, acide chlorhydrique, oxydes de soufre et oxydes d’azote), de métaux lourds (cadmium, mercure et plomb) sous forme particulaire et gazeuse, d’hydrocarbures, de métalloïdes et de poussières

Tous ces rejets sont actuellement soumis à des arrêtés qui, dans l’avenir, sont amenés à devenir de plus en plus strictes. Dans le souci du respect de ces nouvelles normes et la volonddes concepts originaux et qui sont toujours plus performants. C’est dans cette perspective que la colonne à gouttes transportées a été conçue.


108


.2.2 Normes de rejet des usines d’incinération

traitement de l’air des usines d’incinération a onnu b

nstallations existantes. Le tableau ci-dessous résume l’essentiel de ces

irculaire du 24/02/97 Directive CEE

4

En quelques années, le domaine du c eaucoup d’évolution. En moins de dix ans, les seuils limites d’émission ont été de nombreuses fois réduits par l’arrêté du 25 janvier 1991 et la circulaire de Lepage du 24 février 1997. Ces normes d’émission sont reprises par la nouvelle directive européenne d’incinération applicable à toutes les inormes pour les polluants gazeux :

Polluants Arrêté du 25/01/91 CPoussières 30 10 10 CO 100 50 50 HCl 50 10 10 HF 2 1 1 SO2 300 50 50 NOX ….. 200 COT (hyd bur 10 rocar es) 20 10Mercure 0,2 5 0,05 0,0Cadmium 5 0,05 0,0Autres mé lour 5 0,5 taux ds 1 à 0,5Dioxines et furanes ….. 0,1 0,1

Tableau 4-1 : Evolution de la réglementation applicable en France sur les émissions gazeuses des UIOM.

s tene

ne de quatre nouveaux

la nouvelle irective européenne, les fumées de l’incinération doivent passer par une étape d’épuration ui assure :

♦ le dépoussiérage des fumées : les particules solides (poussières) sont captées par centrifugation dans des cyclones, par filtration ou à l’aide de filtres électrostatiques. ♦ la neutralisation des gaz acides : les gaz tels que HCl, SOX, NOX et les métaux lourds sont absorbés et neutralisés par un composé basique souvent calcique ou sodique.

Le urs en polluants sont exprimées en mg/Nm3, sauf pour la dioxine exprimée en ng/Nm3. Ces évolutions s’inscrivent dans le contexte de la révision des plans départementaux de

estion des déchets ménagers, qui prévoit l’implantation en moyengincinérateurs par an ou d’usines d’incinération des ordures ménagères (UIOM) à rénover ou à agrandir. Des usines qui posent toutes des problèmes de traitement des effluents gazeux.

4.2.3 Principales techniques de traitement des fumées de l’incinération des déchets Les exigences en matière d’émissions atmosphériques des polluants contenus dans les fumées sont très strictes ainsi que les normes de rejets à faire respecter par les usines d’incinération. Alors pour répondre aux prescriptions des normes de rejets de dq


109


4.3 Nature des polluants gazeux traités par la colonne à gouttes transportées

Les polluants employés pour étudier l’efficacité de traitement des effluents gazeux par la colonne à gouttes transportées sont le chlorure d’hydrogène et le dioxyde de soufre.

4.3.1 Chlorure d’hydrogène

La formation de HCl provient de la présence de chlore dans les déchets, issus de produits organo-chlorés utilisés dans la fabrication de plastiques (polychlorure de vinyl, polystyrène, polyéthylène), de solvants chlorés utilisés dans la fabrication des encres et des caoutchoucs, de produits phytosanitaires et d’insecticides. Le m (NaCl) contenu dans le bois, les papiers, les cartons ainsi que les déchets alimentaires et

chlore apparaît également sous forme de sels inorganiques tels que le chlorure de sodiu

végétaux. Le tableau suivant présente pour certains composés, susceptibles de dégager du chlorure d’hydrogène lors de la combustion, les teneurs typiques en élément chlore [Walter et coll. (1993)] :

Source de chlore Chlore (% masse) Utilisation Polychlorure de vinyle 59 bouteilles, films, divers Polychlorure de vinylidène 73 Films Chlorure de méthylène 83 Solvant Chloroforme 88 Anesthésiant DDT 50 insecticide Chlordane 59 insecticide Tableau 4-2 : Teneur en chlore dans divers composés susceptibles de dégager HCl.

’après une étude de Sibieude et coll. (1993), la quantité de plastiques dans les ordD ures énagères se situe entre 3 et 6 %, dont le quart est en PVC. Ainsi une tonne d’ordures

ménagères co ndrai ès g d e cinération sous forme u

Les émiss anth ues orure d rogène l’air sont mées entre 0,4 et 1 million de s p En F , ces ém ons sont de l’ordre de 70 mille tonnes/an, et sont réparties par s

mntie t pr de 7 à 12 k de chlore ont 70 % s retrouve après in

de HCl dans les f mées.

ions ropiq du chl ’hyd dans estitonne ar an. rance issi

ecteur d’activité comme suit :


110


Activité Pourcentage d’émission Combustion du charbon 48,3 Incinération des déchets ménagers 40,1 Incinération des déchets industriels 1 Incinération des déchets hospitaliers 1,5 Utilisation d’essence 4,3 Utilisation de solvants chlorés 4

Fabrication du verre 0,6 Fabrication de HCl et produits chlorés 0,2

Tableau 4-3 : Répartition des émissions de HCl par secteur d’activité [Bicocchi (1998)] .

e tableau montre bien que les principales sources de chlorure d’hydrogène dans l’air sont la mbu

lles directives européennes ont fixé la limite de rejet à 10 mg/Nm3 pour les stallations d’incinération de déchets dangereux et de déchets ménagers.

4.3.2 Dioxyde de soufre

x posés essentiels, le dioxyde de soufre

ma ritaire dans les fumées de combustion, Le Goux et coll. (1995).

raux et les

me suit :

Cco stion du charbon et l’incinération des déchets ménagers. La concentration de chlorure d’hydrogène dans les fumées, en sortie d’usine d’incinération avant opération de traitement est donnée par Le Goux et coll. (1995) :

♦ 600 à 2000 mg/Nm3 avec une valeur moyenne aux alentours de 1000 mg/Nm3 pour les ordures ménagères.

♦ 2000 mg/Nm3 et plus pour les déchets industriels riches en plastiques. Les nouve

in

Les oxydes de soufre (SO ) regroupent deux com

ou anhydride sulfureux (SO2) et le trioxyde de soufre appelé également anhydride sulfurique (SO3). Cependant, la combustion produit 90 % de SO2 contre 10 % de SO3. De ce fait lors de cette étude nous nous intéresserons plus particulièrement au traitement du dioxyde de soufre

jo

La formation du dioxyde de soufre provient de la combinaison du soufre contenu dans les combustibles (fuel, charbon,…) ou dans les déchets à traiter avec l’oxygène de l’air, pendant la combustion.

ortes teneurs en soufre sont : les pneus, le plâtre, les panneaux muLes déchets à fdéchets de procédés industriels. En moyenne, les ordures ménagères contiennent entre 0,2 et 0,6 % en masse de soufre. Cette teneur peut atteindre 2 % en masse comme c’est le cas pour les caoutchoucs.

Dans le monde, les rejets de dioxyde de soufre s’élèvent à près de 100 millions de tonnes par an. En France ces rejets sont de l’ordre de 2 millions de tonnes/an, et ils sont répartis d’après les secteurs d’activité com


111


Activité Pourcentage d’émission Production d’électricité et transformation d’énergie 41,9 Industrie 30,8 Transport 13 Résidentiel /tertiaire 12,8 Traitement de déchets 1,5

Tableau 4-4 : Répartition des émissions de SO2 par secteur d’activité [CITEPA (1994)].

Les principaux émetteurs de SO2 sont généralement les centrales thermiques, les raffineries et les grandes installations de combustion. Il est à noter que la part liée au traitement de déchets est entièrement due à l’incinération, soit environ 19 mille tonnes/an. La

énagers ;

ncinération de déchets dangereux et de déchets ménagers.

.4 Absorption des polluants gazeux par la colonne à gouttes

az acides : le chlorure d’hydrogène et le dioxyde de soufre. Ces polluants ont été injectés à des concentrations proches de celles que l’on trouve dans les fumées d’incinération de déchets ménagers s r o re d rogène /Nm3 pour le dioxyde de soufre. L’injection de ces polluants se fait au niveau de la canalisation d’air en amont de la colonne. Le principe de notre procédé de traitement fluents x repose le transfert de ces polluants acides L’air en tête de colonne est analysé pour déte

.4.1 Injection de polluants

un tube taillé en biseau pénétrant jusqu’au centre de la analisation d’air. Le dispositif d’injection des gaz acides est schématisé sur la figure 4-1

concentration en SO2 dans les fumées d’incinération de déchets avant traitement est de : ♦ 50 à 250 mg/Nm3 pour les déchets m♦ 400 mg/Nm3 au maximum pour les déchets industriels.

Les nouvelles directives européennes ont fixé la limite de rejet à 50 mg/Nm3 pour les stallations d’iin

4transportées : mode opératoire L’air entrant dans la colonne à gouttes transportées est pollué artificiellement avec des g

oit envi on 1000 mg/Nm3 p ur le chloru ’hyd et 400 mg

des ef gazeu sur de la phase gazeuse à une phase liquide plus facile à traiter.

rminer l’efficacité de captation des polluants gazeux par la colonne à gouttes transportées et l’eau de circulation est neutralisée avant d’être rejetée à l’égout.

4

L’injection des polluants se fait sur la canalisation d’air en amont de la colonne. Cette injection se fait par l’intermédiaire d’c


112


ci-dessous. Les manomètres, les vannes et les rotamètres sont en acier inoxydable pour résister à ces produits corrosifs.

Figure 4-1 : Dispositif d’injection des gaz acides (HCl et SO2).

du circuit par un courant d’azote avant et après aque essai est nécessaire pour éliminer l’humidité qui au contact des polluants acides

chlorure d’hydrogène, du dioxyde de soufre puis un élange de ces deux polluants.

Les échantillons de gaz sont prélevés à l’entrée et à la sortie de la colonne. Chaque action de ce gaz est envoyée dans une série de trois flacons laveurs où le polluant est bsorbé dans u solut ap e. Plu flacons sont disposés en série afin d’assurer la

récupération

Les norm FN N 1 , 2 et 98) d t une des tion détaillée du dispositif d’échantillonnage et de la méthod termination de la concentration du chlorure d’hydrogène un ent g . Nous s suiv normes pour mettre en place le circuit d’échantil ant contenir des

HCl SO2N2

Vers la colonne R

R

Trois bouteilles de gaz sont nécessaires : le chlorure d’hydrogène (HCl), le dioxyde de soufre (SO2) et l’azote (N2). En effet, une purgechcorroderait les éléments en acier. Lors de nos essais, nous avons injecté dum

4.4.2 Echantillonnage des polluants fra ne ion proprié sieurs

de la totalité du polluant.

es A OR E 911 1 3 (19 onnen cripe de dé avondans efflu azeux i ces

lonnage des gaz. Dans le cas d’un échantillon pouv


113


outtelettes, ces normes préconisent d’effectuer un échantillonnage isocinétique pour obtenir

sfaire cette condition, le système d’échantillonnage doit se composer de deux circuits omme suit (Figure 4-2) :

(phénomène d’isocinétisme). Ce ébit est mesuré à l’aide d’un débitmètre à bille qui est relié à une pompe à vide. Une

cartouche de silicagel est placée juste avant le débitmètre pour éviter tout phénomène de corr

♦ un circuit secondaire qui alimente les flacons laveurs. L’aspiration du gaz est assurée

3 Débitmètre 4 Pompe à vide 5,6,7 Flacons la eurs 8 Débitmètre à bulles 9 Pompe à vide 10 Colonne

Figure 4-2 : Dispositif d’échantillonnage isocinétique en tête de colonne.

gun résultat représentatif de la composition du gaz (annexe 12). Pour satic

♦ un circuit primaire d’aspiration où le débit de gaz aspiré est calculé pour que la vitesse u gaz dans la sonde soit égale à sa vitesse dans la colonne d

d

osion dans cette ligne d’échantillonnage.

par une pompe à vide reliée à un débitmètre à bulles. La norme fixe le débit dans les flacons laveurs à une valeur comprise entre 2 et 3 l/min. Dans le cas de la colonne à gouttes transportées, la sonde de prélèvement du gaz épuré est placée 1 m au dessus du séparateur gaz-liquide.

1 Sonde 2 Cartouche de silicagel

v

11 Séparateur gaz-liquide

11

10

Gaz

Gaz traité


114


Selon la norme, la durée d’aspiration de l’effluent gazeux est comprise entre 30 et 0 minutes. Les flacons laveurs doivent contenir 100 ml d’eau permutée pour récupérer tout le

chl co . A l’heure actuelle, il n’existe pas de norme pour le prélèvement du dioxyde de soufre, nous avons alors appliqué le même cipe d’échantillonnage que pour le chlorure d’hydrogène. Dans ce cas, les flacons laveurs sont remplis d’une solution d’eau oxygénée à 0,1 mole/l.

4.4.3 Dosage des polluants en po ts dissous dans l cons laveurs est dét ée par deux mé ♦ potent drique dissous

nnexe 13) ;

e à 1000 mg/Nm3 correspond ainsi à la concentration

colonne est une eau contenant 50 g/l de chlorure d’hydrogène. Pour avoir cette concentration d’acide dans l’eau, on met en route la colonne et on injec tration

Lorsque la concentration du liquide est de 50 g/l, on commence le prélèvement du gaz dans les flacons laveurs. Ce prélèvement se fait pendant 45 minutes conformément à la norme. Ces essais ont été effectués pour évaluer et pour étudier l’influence du débit de liquide et du débit de gaz sur les quantités de HCl rejetées après traitement par la colonne à gouttes transportées.

6

orure d’hydrogène ntenu dans le gaz

prin

La con tration thodes :

cen lluan es fla ermin

iométrie en utilisant du nitrate d’argent pour l’acide chlorhy(a ♦ pHmétrie en utilisant de la soude pour le dioxyde de soufre dissous dans les flacons laveurs (annexe 14).

4.5 Efficacité d’absorption du chlorure d’hydrogène (HCl) Plusieurs essais ont été réalisés pour déterminer l’efficacité de captation du chlorure d’hydrogène par la colonne à gouttes transportées. La concentration de HCl injecté dans le gaz traversant la colonne a été fixémoyenne de ce polluant dans les fumées issues de l’incinération de déchets ménagers. Le liquide d’absorption qui circule dans la

te le chlorure d’hydrogène pendant au moins deux heures. Une fois la concenatteinte, elle est maintenue constante grâce à un appoint d’eau de ville. Le volume de liquide dans le bac de reprise est égal à 30 l, ce volume doit être fixe pendant tout l’essai ; cela est possible grâce au soutirage dont le débit est fixé à 15 l/h.


115


4.5.1 Influence du débit de liquide Des essais de captation du chlorure d’hydrogène ont été effectués à des débits de liquide compris entre 0,6 et 1,2 m3/h. Ces essais ont été réalisés à un débit de gaz constant et à température ambiante. La quantité de chlorure d’hydrogène rejetée par la colonne est mesurée à partir des solutions contenues dans les flacons laveurs puis elle est rapportée au volume de gaz aspiré dans les conditions normales de pression et de température. Le tableau ci-dessous présente les résultats expérimentaux obtenus pour un débit de gaz égal à 732 m3/h.

G L [HCl] [HCl] Efficacité Norme de rejet (m3/h) (m3/h)

entrée

(mg/Nm3)sortie

(mg/Nm3) (%) (mg/Nm3) 732 0,6 1000 3,6 99,6 10 732 0,8 1000 3,7 99,6 10 732 1,0 1000 3,9 99,6 10 732 1,2 1000 3,5 99,6 10

Tableau 4-5 : Influence du débit de liquide sur l’absorption de HCl.

Du tableau précédent, nous constatons que l’efficacité d’absorption du chlorure

’hydrogène par la colonne à gouttes transportées est élevée. Cette efficacité dépasse les 99,5 % même avec un liquide d’absorption contenant 50 g/l de HCl.

ependant pour un débit de gaz G = 732 mg/Nm , le débit de liquide ne semble pas avoir une fluen

es essais complémentaires ont été réalisés à un débit de gaz fixe égal à 668 m3/h et à

d

3C

in ce particulière sur l’absorption du HCl. En effet les quantités de HCl rejetées à l’atmosphère sont inférieures à 4 mg/Nm3 et varient entre 3,5 et 3,9 mg/Nm3 lorsque le débit de liquide prend des valeurs comprises entre 0,6 et 1,2 m3/h. Cet écart n’est pas assez significatif car il est inférieur à 1 mg/Nm3 pour un débit de liquide qui double de valeur. D700 m3/h, tout en faisant varier le débit de liquide. Les résultats de ces mesures sont en accord avec ceux obtenus pour G = 732 m3/h, comme l’indique la figure 4-3 ci-dessous :


116


1

2

3

4[H

Cl] so

rtie

(mg/

Nm

00,5

5

6

0,7 0,9 1,1 1,3L (m3/h)

3 )

G = 668 m3/h

G = 700 m3/h

Figure 4-3 : Variation de la concentration de HCl en tête de colonne en fonction du débit de liquide.

De cette figure, nous pouvons observer que le débit de liquide influe peu sur

l’abs tion d chl dr nf b f de l’é e f ère gaz n e li . Ce résu st im tant c absorp de HC ide ce nifie qu’i oss d’av effica ’absor élevée e à débit liquide faible ce qui perm lim la co ation uide e ertes d rge au de la ne à go t

rgement inférieures aux nouvelles normes imposées par les législations française et u

s fait varier le débit de gaz entre 668 m3/h et 32 m3/h. Les résultats obtenus pour L = 1,2 m3/h sont présentés dans le tableau suivant :

L G [HCl] [HCl] Efficacité Norme de rejet

orp u orure d’hy ogène. Ce résultat co irme les o servations aites lors

tude du coeffici nt de trans ert de mati côté en fonctio du débit d quideltat e por ar si l’ tion l ne dépend pas du débit de liqu la sigl est p ible oir une cité d ption mêmet de iter nsomm de liq t les p e cha niveau colon

uttes transportées. De plus, les quantités de chlorure d’hydrogène dans l’effluent épuré sonlae ropéenne.

4.5.2 Influence du débit de gaz Pour étudier l’influence du débit de gaz sur l’absorption du chlorure d’hydrogène, nous avons fixé le débit de liquide puis nous avon7

(m3/h) (m3/h) entrée

(mg/Nm3)sortie

(mg/Nm3) (%) (mg/Nm3) 1,2 668 1000 3,1 99,7 10 1,2 700 1000 2,3 99,8 10 1,2 732 1000 3,5 99,6 10

Tableau 4-6 : Influence du débit de gaz sur l’absorption de HCl.


117


0 mg/Nm3.

Du tableau 4-6, nous constatons que la teneur de HCl dans le gaz est de 3,1 mg/Nm3 pour G = 668 m3/h, cette concentration diminue légèrement à 2,3 mg/Nm3 quand G = 700 m3/h puis elle augmente pour atteindre les 3,5 mg/Nm3 à G = 732 m3/h. Ainsi, les concentrations de HCl dans le gaz épuré sont inférieures à 1

D’autres essais à débit de liquide fixe ont été réalisés sur la colonne à gouttes transportées. Les résultats obtenus pour un débit liquide égal à 0,8 m3/h et à 1 m3/h sont portés sur le graphique.

0

1

2

3

4

5

6

3 )

640 660 680 700 720 740G (m3/h)

[HC

l] sor

tie (m

g/Nm

L = 0,8 m3/h

L = 1,0 m3/h

Figure 4-4 : Variation de la concentration de HCl en tête de colonne en fonction du débit de gaz.

De cette figure, nous remarquons que la quantité minimale de chlorure d’hydrogène dans le gaz est atteinte pour un débit de gaz égal à 700 m3/h correspondant ainsi à une vitesse de gaz de l’ordre de 11 m/s. L’augmentation du débit de gaz au delà de cette valeur entraîne une augmentation de la quantité de chlorure d’hydrogène et donc une diminution de l’efficacité de la colonne à gouttes transportées. Le temps de contact entre le gaz et le liquide commence à devenir trop petit ce qui ne favorise pas le transfert du polluant acide du gaz vers le liquide.

Pour tous les points de fonctionnement testés, la concentration de HCl dans l’air traité par la colonne à gouttes transportées reste inférieure aux nouvelles normes en vigueur.

4.6 Efficacité d’absorption du SO2 Le deuxième polluant utilisé pour étudier l’efficacité de la colonne à gouttes transportées pour le traitement des effluents gazeux acides est le dioxyde de soufre.


118


Lors des essais effectués, la concentration du dioxyde de soufre dans l’air entrant dans la olonne est de 400 mg/Nm3. Cette valeur est supérieure à la concentration de SO2 dans les mées issues de l’incinération des déchets ménagers et correspond à la concentration aximale en SO2 que l’on peut trouver dans l’incinération des déchets industriels

Le liquide d’absorption qui circule dans la colonne contient 20 g de SO2/l. Pour avoir cette

oncentration d’acide dans l’eau, on met en route la colonne et on injecte le dioxyde de soufre endant au moins deux heures. Une fois la concentration atteinte, elle est maintenue constante râce à un appoint d’eau de ville. Le volume de liquide dans le bac de reprise est égal à 30 l, e volume doit être fixe pendant tout l’essai ; cela est possible grâce à un soutirage dont le ébit est égal à 20 l/h. orsque la concentration du liquide est de 20 g de SO2/l, on commence le prélèvement du gaz ans les flacons laveurs. Ce prélèvement se fait pendant 45 minutes conformément à la orme.

drogène, le dioxyde de soufre est peu soluble dans l’eau rt des procédés de traitement des fumées s’effectue avec un

oude pour favoriser l’absorption de ce polluant. après Josewick (1990), pour ces procédés le rapport massique Na/S est de 1,8. ur nos essais, nous avons choisi d’ajouter de la soude mais dans les conditions

udier l’influence du débit de liquide et du près traitement par la colonne à gouttes

transportées.

4.6.1 Influence du débit de liquide Pour étudier l’influence du débit de liquide sur l’absorption du dioxyde de soufre, nous avons fixé le débit de gaz à 732 m3/h et avons fait varier le débit de liquide entre 0,6 et 1,2 m3/h. Les résultats obtenus sont présentés dans le tableau ci-dessous :

G (m3/h)

L (m3/h)

[SO2]entrée

(mg/Nm3)[SO2]sortie

(mg/Nm3) Efficacité

(%) Norme de rejet

(mg/Nm3)

cfum

cpgcdLdn

Contrairement au chlorure d’hyc’est pour cette raison que la plupaajout de base constitué le plus souvent de sD’Postoechiométriques de la réaction ayant lieu entre la soude et le SO2 afin de limiter la consommation du réactif basique :

SO2 + 2NaOH → Na2SO3 + H2O (4.1)

Dans ces conditions le rapport de masse Na/S est de 1,43. La soude est injectée dans le bac de reprise à l’aide d’une pompe doseuse. Ces essais ont été entrepris pour évaluer et pour étdébit de gaz sur les quantités de SO2 rejetées a

732 0,6 400 16,6 95,8 50 732 0,8 400 18,5 95,4 50 732 1,0 400 16,4 95,9 50 732 1,2 400 12,8 96,8 50

Tableau 4-7 : Influence du débit de liquide sur l’absorption du SO2.


119


Ces premiers résultats montrent que l’efficacité d’absorption du dioxyde de soufre par la colonne à gouttes transportées est supérieure à 95 %. Lorsque le débit de liquide prend des valeurs comprises entre 0,6 et 1,2 m3/h, la quantité de SO2 rejetée à l’atmosphère varie entre 16,6 et 12,8 mg/Nm3.

D’autres essais ont été réalisés pour évaluer l’influence du débit de liquide sur la captation es résultats obtenus pour un débit de gaz de 668 m3/h et de 700 m3/h

ont présentés sur la figure suivante :

du dioxyde de soufre. Ls

0

45

50

5

10

15

20

[SO

2]so

25

30

35

40

(mg/

Nm3 )

rtie

G = 668 m3/h

G = 700 m3/h

0,5 0,7 0,9 1,1 1,3

L (m3/h)

Figure 4-5 : Variation de la concentration de SO2 en tête de colonne en fonction du débit de liquide.

668 m3/h et à 700 m3/h présentent la même allure de variation en fonction du débit de liquide.

3 , les quantités de SO2 dans l’air épuré varient autour /Nm3 ; cette valeur est trois fois et demi supérieure à

our un débit gazeux de 700 m3/h.

s de traitement des fumées.

e du débit de gaz sur l’absorption du dioxyde de soufre par ce nouveau procédé de itement des effluents gazeux. Les résultats expérimentaux obtenus sont présentés dans le

tableau suivant :

Les courbes de variation de la quantité rejetée de SO2 par la colonne à gouttes transportées pour G égal à

Pour un débit de gaz égal à 668 m /hd’une valeur moyenne égale à 30,8 mgcelle observée p Nous constatons également que l’effluent gazeux traité par la colonne à gouttes transportées contient moins de 35 mg/Nm3 de dioxyde de soufre pour un rapport Na/S inférieur à celui des autres procédé

4.6.2 Influence du débit de gaz Des essais ont été réalisés à un débit de liquide égal à 1,2 m3/h afin d’étudier l’influenctra


120


L (m3/h)

G (m3/h)

[SO2]entrée

(mg/Nm3)[SO2]sortie


(%) Norme de rejet

(mg/Nm3) 1,2 668 400 32,0 92,0 50 1,2 700 400 7,60 98,1 50 1,2 732 400 12,8 96,8 50

Tableau 4-8 : Influence du débit de gaz sur l’absorption du SO2.

Du tableau, nous remarquons que l’efficacité d’absorption du SO2 varie entre 92 % et

8 %. 9 La figure 4-6 présente les quantités de SO2 contenues dans le flux gazeux, traité par la colonne à gouttes transportées, en fonction du débit de gaz.

0

10

20

30

40

50

660 680 700 720 740G (m3/h)

[SO

2]so

rtie

(mg/

Nm3 )

L = 0,8 m3/h

L = 1,0 m3/h

Figure 4-6 : Variation de la concentration de SO2 en tête de colonne en fonction du débit de gaz.

De cette dernière figure, il est possible de constater que les quantités de SO2, dans l’air puré par la colonne quand L = 0,8 m3/h et L= 1 m3/h, présentent la même allure de variation n fonction du débit de gaz. Cette allure ressemble à celle observée précédemment pour évolution de la concentration de HCl en fonction de ce débit gazeux. n effet, la quantité de SO2 mesurée dans le gaz est de l’ordre de 30 mg/Nm3 pour un débit de az égal à 668 m3/h, cette quantité diminue nettement pour atteindre en moyenne 9 mg/Nm3 our un débit de 700 m3/h puis elle augmente à nouveau et devient égale à 18 mg/Nm3 quand

le débit de gaz augmente à 732 m3

éel’Egp

/h.


121


de l’ordre e 9 mg/Nm ; elle est observée pour un débit de gaz qui s’élève à 700 m /h quelque soit le

polluants dans le gaz et le t volumétrique de transfert de matière côté gaz

té de relier les concentrations des polluants (HCl,

O2) dans l’air aux paramètres de transfert de matière. Le paramètre le plus approprié est le

n supposant l’écoulement piston pour la phase gaz et en utilisant les concentrations des calculé le coefficient kGa(i), tel que :

Ainsi la quantité minimale de SO2 rejetée par la colonne à gouttes transportées est 3 3d

débit de liquide.

4.7 Relation entre les concentrations descoefficien

Dans ce paragraphe nous avons tenScoefficient kGa qui tient compte de la variation de la concentration du gaz. Epolluants mesurées précédemment, nous avons

is

ie

TG hP Ω P

Pln avec i = HCl, SO2 (4.2)

rminées lors de l’étude du omme suit :

G)i(ak =

Les valeurs de ce coefficient ont été comparées à celles détetransfert de matière (chap. 4), et l’écart a été calculé c

ak)akak − i(

écart GG= (4.3) G

Les résultats obtenus sont présentés dans le tableau ci-dessous :

G (m3/h) L (m3/h) kGa (mole/m3atm) kGa (HCl) (mole/m3atm) kGa (SO2) (mole/m3atm)668 0,8 366 575 244 700 1,0 384 550 256 731 1,2 368 561 246 668 0,8 596 619 397 700 1,0 568 599 379 731 1,2 606 619 404 668 0,8 490 596 327 700 1,0 510 590 340 731 1,2 549 602 366 Ecart moyen ( %) 23,4 33,3

Tableau 4-9 : Comparaison entre le kGa, le kGa (HCl) et le k a (SO ). G 2

’est un

L’écart moyen entre les coefficients de transfert de matière calculés à partir des concentrations des polluants injectés dans l’air et le coefficient de transfert de matière déterminés à partir d’une réaction instantanée de surface ne dépasse pas les 34 %. C


122


résultat important qui indique que le choix du réacteur piston est justifié. Ce dernier est bien ada Ce qu

les lois de transfert de matière entre le gaz et le liquide. Nous avons également proposé de représenter les concentrations de HCl et SO2 rejetés, après épuration de l’effluent gazeux par notre procédé, en fonctiontransfert de matière kGa, Figure 4-7 et 4-8.

pté pour décrire l’écoulement de la phase gaz dans la colonne à gouttes transportées. i signifie également que les concentrations des polluants mesurées après traitement par la

colonne à gouttes transportées sont proches de celles prévues par

du coefficient volumétrique de

y = 43e-0,005x4,5

R2 = 0,8816

1,0

2,0

4,0

5,0

[HCl

] sor

t

2,5

3,0

3,5

ie (m

g/Nm

3 )

1,5

0,0

0,5

350 400 450 500 550 600 650 700

kGa (10-5mole/m3Pa)

Figure 4-7 : Evolution de la concentration de HCl en tête de colonne en fonction du kGa.

De la figure précédente, il est possible de constater que la concentration de HCl dans le gaz sortant de la colonne à gouttes transportées possède une allure exponentielle en fonction du kGa lorsque ce dernier prend des valeurs supérieures à 450 mole/m3atm.

y = 28e-0,006x

R2 = 0,9756

0

10

20

30

40

50

350 400 450 500 550 600 650 700kGa (10-5mole/m3Pa)

[SO

2]so

rtie

(mg/

Nm3 )

Figure 4-8 : Evolution de la concentration de SO2 en tête de colonne en fonction du kGa.


123


L’objectif de cette partie est de tester l’efficacité d’épuration de la colonne à gouttes transportées en présence d’une pollution mixte plus pollué artificiellement l’air entrant dans la colonne avec un mélange de gaz acides constitué

La durée de chaque essai est fixée à 45 minutes. Cde soude pour favoriser l’absorption des polluants acides et plus particulièrement celle dudioxyde de soufre. Le prélèvement des échantillons de gaz se fait par barbotage dans trois flacons laveurs, lepremier contient de l’eau permutée pour absorber le chlorure d’hydrogène et les deux autressont remplis d’une solution d’eau oxygénée (H2O2) à 0,1 mole/l pour absorber le SO2. Pour étudier l’efficacité d’absorption de la colonne vis-à-vis d’un mélange de polluants acides, nous avons choisi de travailler à un débit liquide de 0,8 m3/h. C’est un débit pas tropélevé qui a été choisi non seulement parce qu’il présente de bons résultats pour l’absorptionséparée du HCl et du SO2 mais également parce qu’il va nous permettre de minimiser laconsommation d’eau et les pertes de charge au niveau de l’installation. Les résultats obtenus, lorsque le débit de gaz passe de 668 m3/h à 732 m3/h, sont présentésdans le tableau suivant :

La concentration du dioxyde de soufre dans l’air épuré par la colonne à gouttes transportées est également une fonction décroissante du coefficient volumétrique de transfert de matière kGa.

L’allure de variation de la concentration des polluants en fonction du coefficient de transfert de matière côté gaz permet d’expliquer les minimums de concentrations observés pour un débit de gaz égal à 700 m3/h. En effet, à ce débit le transfert de la phase gaz à la phase liquide est maximal ce qui entraîne une diminution importante dans la concentration des polluants véhiculés par les gaz.

4.8 Efficacité d’absorption du mélange HCl + SO2

proche du cas réel. Pour cela nous avons

de chlorure d’hydrogène et de dioxyde de soufre. La concentration de HCl dans l’air est fixée à 1000 mg/Nm3 et celle du SO2 est de 400 mg/Nm3. Pour ces essais, nous avons réalisé une saturation préalable du liquide circulant dans la colonne pour atteindre les concentrations de 50 g HCl/l et 20 g SO2/l imposées par le cahier des charges établi par la société PROCEDAIR.

es essais se font en présence d’une injection


124


G (m3/h)

L (m3/h)

[HCl]entrée

(mg/Nm3) [HCl]sortie

(mg/Nm3)Efficacité

(%) [SO2]sortie

(mg/Nm3)[SO2]sortie


(%) 668 0,8 1000 2,8 99,7 400 25,0 93,8 700 0,8 1000 2,5 99,8 400 26,1 93,5 732 0,8 1000 2,7 99,7 400 26,5 93,4

Tableau 4-10 : Efficacité d’absorption du mélange (HCl + SO2) par la colonne à gouttes transportées.

Le chlorure d’hydrogène qui présente une grande solubilité dans l’eau est absorbé à plus de

9,7 % en présence de soude et les quantités de HCl rejetées dans l’air ne dépassent pas les 3 mg/Nm3. Quant aux concentrations de SO2 dans le flux d’air, elles sont supérieures à celles mesurées à L = 0,8 dans . Néanmoins, le SO2 est absorbé à plus de 93 % et les concentrations de ce polluant en tête de colonne sont inférieures à 50 mg/Nm3 pour l

onclusion

yde de soufre présents sous forme gazeuse dans les

transportées est un procédé efficace pour l’absorption des gaz acides uisqu’elle permet d’abattre des teneurs relativement élevées en chlorure d’hydrogène et en

0 % lorsque la concentration du O2 dans l’effluent gazeux est de l’ordre de 400 mg/Nm3.

nit performances élevées, technologie simple et peut facilement entrer en compétition avec les

re.

9

m3/h quand le SO2 est injecté seul la colonne

a plage de débits considérée.

4.9 C

Ce chapitre présente l’étude effectuée sur la colonne à gouttes transportées en tant que procédé de traitement des polluants gazeux acides rencontrés dans les fumées d’incinération de déchets ménagers.

Cette étude a mis en évidence les performances de ce nouveau procédé pour l’absorption du chlorure d’hydrogène et du dioxfumées.

La colonne à gouttes

pdioxyde de soufre. En effet, les efficacités d’absorption du chlorure d’hydrogène dépassent les 99 % quand la teneur initiale de HCl dans l’air s’élève à 1000 mg/Nm3 et celles observées pour la captation du dioxyde de soufre sont supérieures à 9S

Les quantités de chlorure d’hydrogène et du dioxyde de soufre dans l’air après traitement par la colonne à gouttes transportées sont largement inférieures aux nouvelles normes européennes actuellement en vigueur pour les installations d’incinération de déchets ménagers.

La colonne à gouttes transportées réuibles coûts d’installation et d’entretien. Ellefa

autres procédés de traitement des fumées. Cette compétition fait l’objet du prochain chapit


125


Déter de transfert de matière du procédé TFGV

c la colonne à gouttes transportées

Chapitre 5

mination des paramètres

et comparaison ave


Chapitre 5 : Détermination des paramètres de transfert de matière du TFGV et comparaison avec la colonne à gouttes transportées décembre 2002

rocédé TFGV et comparaison avec la colonne à gouttes

5.1 Introduction

Toujours dans le cadre de l’étude des procédés de traitement des effluents gazeux sous ha

’est un procédé semi-industriel propriété de la société LAB.SA. A la demande de cette société nous avons étudié les performances du TFGV du point de vue transfert de matière.

Pour pouvoir comparer les paramètres de transfert des deux procédés, l’aire interfaciale (a)

du procédé TFGV a été déterminée par la méthode d’oxydation du sulfite de sodium en régime rapide et son coefficient volumétrique (kLa) a été déterminé par la méthode d’absorption physique de l’oxygène dans l’eau comme dans le cas de la colonne à gouttes transportées. Ces essais de détermination de a et de kLa ont été réalisés au centre d’essais de la société LAB.SA à Lyon

Le but est de mettre en évidence les avantages que peuvent présenter les contacteurs gaz-liquide fonctionnant à co-courant et à vitesse de gaz élevée par rapport aux colonnes classiques à pulvérisation.

5.2 Disposi

ne colonne en verre légèrement inclinée par rapport à

comme gaz l’air atmosphérique et comme liquide de l’eau

5 Détermination des paramètres de transfert de matière du ptransportées

utes vitesses de gaz, l’étude d’un second procédé appelé TFGV (Traitement de Fumées à Grande Vitesse de gaz) a été entreprise. Comme la colonne à gouttes transportées, ce procédé fonctionne sous hautes vitesses de gaz pouvant atteindre les 14 m/s. C

tif expérimental

Le procédé TFGV est constitué d’un tronçon à pulvérisation relié à un cyclone et à un séparateur gaz-liquide. Dans cette colonne, le liquide est pulvérisé dans le gaz qui circule à de hautes vitesses (près de 14 m/s) comparables aux vitesses utilisées par la colonne à gouttes transportées.

’élément principal de ce dispositif est uLl’horizontal (Figure 5-1). Cette colonne a un diamètre de 0,45 m, a une longueur de 2 m et elle est munie de quatre paires de pulvérisateurs équidistantes placées au centre de la colonne.

our nos essais, nous avons utilisé Pde ville.


126


4 m3/h. L’air ambiant est aspiré par un ventilateur de grande puissance qui

0 m3/h.

a canalisation de gaz est raccordée à la colonne de pulvérisation où le gaz et le liquide irculent à co-courant. Après passage dans la zone de pulvérisation, l’air traverse un cyclone uis un séparateur gaz-liquide pour éliminer les gouttelettes d’eau qu’il contient. L’air épuré st remis à l’atmosphère ; par contre l’eau est récupérée dans le bac de reprise pour être utilisée afin d’éviter la consommation de quantités d’eau trop importantes.

’installation comporte deux débitmètres pour mesurer le débit de gaz et le débit de liquide en irculation, des manomètres pour mesurer la pression en différents points de l’installation, des rises de température pour l’air et le liquide, un régulateur de pH et un saturateur pour l’air.

Gaz épuré

Une pompe de 18,5 kW alimente les pulvérisateurs en prélevant le liquide du bac de reprise agité mécaniquement et dont la capacité totale est de 1,5 m3. Le débit de liquide en circulation varie de 6 à 2permet d’atteindre des vitesses de gaz assez élevées allant jusqu’à des valeurs de 14 m/s correspondant ainsi à un débit de gaz de l’ordre de 800 Lcperé Lcp

Figure 5-1 : Schéma du procédé TFGV.

Bac de reprise

Air pollué

Tronçon à pulvérisation

Cyclone


pH

Egout


127


5.3 Détermination de l’aire interfaciale (a) du Procédé TFGV

ue de l’oxygène par une solution aqueuse de sulfite de sodium catalysée par l’ion obalt. Cette méthode a été décrite au chapitre 3, et les conditions d’utilisation du régime imiq

ales

Les conditions expérimentales pour la détermination de l’aire interfaciale sont résumées dans le tableau ci–dessous :

ression totale 1 atm

L’aire interfaciale du procédé TFGV a été déterminée par absorption avec réaction chimiqcch ue ont été vérifiées pour le TFGV (annexe 17).

5.3.1 Conditions expériment

PTempérature de l’essai 293-308 K pH du liquide de circulation 7,5 – 8 Volume du liquide de circulation 1100 l Concentration des réactifs [Na2SO3] = 0,8 mole/l et [CoSO4] = 5 10-4 mole/l Gaz 21% oxygène dans l’air Vitesse de gaz 3,5 – 14 m/s Débit de Gaz 2000 – 8000 m3/h Débit de liquide 12 – 20 m3/h

Tableau 5-1 : Conditions opératoires pour la détermination de l’aire interfaciale du procédé TFGV.

L’air atmosphérique contenant près de 21 % en oxygène est d’abord saturé en eau puis introduit dans la colonne pour être mis en contact avec le liquide. Ce liquide est une solution de sulfite de sodium de concentration initiale 0,8 mole/l et de volume total égal à 1100 litres. Le sulfate de cobalt est additionné à la solution pour catalyser la réaction d’oxydation du sulfite.

Les débits de liquide qui est ontrôlée régulièrement reste constante tandis que le pH de la solution est ajusté par addition

d’a

lons de la solution de sulfite de sodium sont prélevés à des intervalles de mps réguliers. Ces échantillons sont dosés par iodométrie afin de déterminer la variation de

la

observer la décroissance de la concentration en sulfite est de l’ordre de 180 minutes.

liquide et de gaz sont maintenus constants, la température duc

cide chlorhydrique dans le bac de reprise.

Des échantilte

concentration de sulfite (SO32-) en fonction du temps et d’en déduire le flux d’absorption.

L’analyse des échantillons collectés en différents points du bac de reprise a montré que ce bac pouvait être considéré comme un réacteur parfaitement agité.

La figure 5-2 présente deux exemples de l’évolution linéaire de la concentration en sulfite

de sodium en fonction du temps au cours d’un essai. La durée moyenne nécessaire pour


128


0,9

0,7

mol

e/l)

0,4

0,5

0,6

0 50 100 150 200 250temps (min)

[SO

32-0,8

] (

G = 6000 m3/h et L = 14 m3/h

G = 6000 m3/h et L = 20 m3/h

Figure 5-2 : Exemples de variation de la concentration en sulfite de sodium en fonction du temps.

En considérant la colonne de pulvérisation et le bac de reprise comme des réacteurs parfaitement agités, l’aire interfaciale peut s’exprimer comme suite :

[ ] [ ] lCoSOkDO 4O2 2Ω

5.3.2 Influence du débit de liquide et du débit de gaz sur a

L’aire interfaciale du procédé TFGV a été déterminée pour plusieurs points de fonctionnement. Les résultats obtenus ont été représentés en fonction du débit de liquide et du débit de gaz comme le montrent les figures

dt]SO[d

V21 2

3L−

=

−

a*

(5.1)

5-3 et 5-4 suivantes :

0

25

50

75

100

125

150

175

200

10 12 14 16 18 20 22L (m3/h)

a (m

2 /m3

réac

teur

)

G=6000 m3/h

Figure 5-3 : Variation de l’aire interfaciale en fonction du débit de liquide.


129

Chet com

apitre 5 : Détermination des paramètres de transfert de matière du TFGV paraison avec la colonne à gouttes transportées décembre 2002


130

D’après la figure 5-3, l’aire interfaciale

débit de liquide pour un débit de gaz constant. En effet, l’aire interfaciale passe de 102 m2/m3 3 réacteur quand le débit de liquide augmente de 12 m3/h à

on du débit de li e ( st s

du procédé TFGV est une fonction croissante du

de réacteur à près de 152 m20 m

2/m3/h. Cette allure de variation de a en foncti

observée pour la colonne à gouttes transportées. quid L) e imilaire à celle

0

5

75

100

125

150

175

200

500m3/h)

a (m

2 /m3 ré

acte

ur)

2

50

0 1500 3000 4500 6000 7 9000G (

L=12 m3/h

L = 16 m3/h

on de l ale en fonction ébit de gaz.

En ce qui concerne l’influence du débit de gaz, nous constatons sur la figure 5-4 que pour

L = 16 m3/h, l’aire interfaciale passe de 175 m /m3 pour un débit de gaz de 2000 m3/h à 1 m2/m3 êm 3/h. Botton (1997) et Muller (1999) avaient égalemaux phénom it d az é et ont c m on r g qui

Pour un débit de ide plus faible (12 mmoyenne égale à 90 m 2 e débit dtransfert de m med bes es blen même valeur d’aire interfaciale à très grands débits de gaz.

L’aire interfaciale, de ce procédé de traitement des fumées, déterminée expérimentalement

par la méthode d’absorption avec réaction chimique en utilisant le sulfite de sodium, peut être exprim

05,0G −

Figure 5-4 : Variati ’aire interfaci du d

2

erfa

11

om

quand ce m

ènes de turbulence et de coalescence

e débit atteint les 8000 m

i

ent observé une décroissance de l’aire interfaciale avec le débit de gaz et l’ont attribué

e conséquence la dimquicial

onte du

lieu à conta

débcteu

e gaz-li

levéde.

(5.2)

qui

ètre de

nuti de l’aire int

liqu

écéd

3/h), l’aire interfaciale a varie autour d’une valeur z se

colonne à gouttes transportées. Toutefois, les e v

2/m

ent

t le dans le cas de lasem

e ga

ndr

mble avoir peu d’influence sur ce param

ers atière com

preux cour t te la

ée en fonction des débits L et G selon la corrélation suivante :

82,0L∝a


131

e les observations faites plus haut à propos de l’influence du débit de az sur a. On voit bien que a est proportionnelle à L puissance 0,82 et

versement proportionnelle à G puissance 0,05. Le débit de gaz a un exposant plus de 16 fois inférieu

Cette relation confirmliquide et du débit de gin

r à celui du débit de liquide et présente ainsi une influence faible sur a comparée au débit de liquide. En négligeant l’influence du débit de gaz par rapport au débit de liquide, l’aire interfaciale peut être estimée à + 10 % avec la corrélation suivante :

82,0L.13a = (5.3)

Figure 5-5 : Comparaison entre l’aire interfaciale théorique et l’aire interfaciale expérimentale.

Cette dernière équation montre que l’aire interfaciale du procédé TFGV peut être exprimée uniquement en fonction du débit de liquide comme dans le cas de la colonne à gouttes transportées. Le tableau ci-dessous compare les valeurs de l’aire interfaciale des trois types de colonnes à pulvérisation : les colonnes classiques où le liquide circule de haut en bas et à contre courant avec le gaz, le procédé TFGV où les fluides circulent horizontalement à co-courant et la colonne à gouttes transportées où les fluides circulent à co-courant de bas en haut.

Réacteur gaz-liquide a (m2/m3 réacteur)

0

20

40

60

80

100

120

140

2 /m3 r

éact

eur) 160

180

200

0 25 50 75 100 125 150 175 200a exp (m2/m3 réacteur)

a th

éo (m

+ 10 %

- 10 %

Colonne classique à pulvérisation 10 – 100 Procédé TFGV 75 – 170 Colonne à gouttes transportées 50 – 200

Tableau 5-2 : Comparaison de l’aire interfaciale des colonnes classiques à pulvérisation et des colonnes à gouttes.



De ce tableau, nous remarquons que la colonne à gouttes transportées et le procédé TFGVfonctionnant à co-courant et à des vitesses de gaz élevées (>10 m/s) présentent des aires

terfaciales supérieures aux colonnes classiques à pulvérisation. Les valeurs les plus grandese a sont celles de la colonne à gouttes transportées. a valeur moyenne de l’aire interfaciale pour la colonne à gouttes transportées et le procédé FGV sont très proches et sont supérieures à la valeur maximale de l’aire interfaciale des olonnes classiques à pulvérisation. pparemment les vitesses élevées de gaz et le transport des gouttes par ce gaz améliorent le élange entre les deux fluides et accroîent le cisaillement ce qui a pour effet l’augmentation

e l’aire interfaciale a.

.4 Détermination du coefficient volumétrique de transfert de atière côté liquide (kLa) du procédé TFGV

ide du procédé TFGV a l’absorption physique de . C’est la même méthode

ployée pour déterminer expérimentalement le kLa de la colonne à gouttes nsportées et qui a été décrite dans le chapitre 3.

5.4.1 Conditions expérimentales Les conditions expérimentales employées lors de cette nouvelle étude sont les suivantes : Pression totale 1 atm

in dLTcAmd

5m Le coefficient volumétrique de transfert de matière côté liquété déterminé par la méthode de la réoxygénation de l’eau, basée surl’oxygène de l’air dans l’eau circulant dans le contacteur gaz-liquideque nous avons emtra

Température de l’essai 293-298 K Concentration des solutions [Na2SO3]=160 mg/l + [CoSO4]=10 mg/l Volume du liquide de circulation 1100 l Gaz Air Vitesse de gaz 3,5 – 14 m/s Débit de Gaz 2000 – 8000 m3/h Débit de liquide 12 – 20 m3/h

Tableau 5-3 : Conditions opératoires pour la détermination du coefficient kLa du procédé TFGV.

Lors de ces essais l’eau circule en circuit fermé et l’air en circuit ouvert. L’air employé est

saturé au préalable en vapeur d’eau pour ne pas évaporer l’eau de circulation dans la colonne. Cette eau est introduite à une température proche de celle de l’air et malgré l’absence de système de régulation, la température de l’eau reste stable à plus ou moins un degré tout au long de l’essai. Cette température est comprise entre 20 et 25°C.


132


ple de la courbe de la remontée de la concentration de de fonctionnement L = 12 m3/h et G = 6000 m3/h, et la

gure 5-7 indique la variation du

La figure 5-6 présente un exeml’oxygène obtenue pour le point

( )))t(CC/())t(CC(Ln 2O*

2O02O*

2O −−fi en fonction du temps ermettant de déterminer le coefficient k a. p L

8

9

ous

0

1

2

3

4

5

6

7

0 100 200 300 400 500 600 700temps (s)

Con

cent

ratio

n en

oxy

gène

di

(mol

e/l)

ss

Figure 5-6 : Concentration en oxygène dissous dans l’eau en fonction du temps

La concentration en oxygène dissous dans l’eau a été mesurée à différents emplacements

du bac de reprise, les courbes obtenues sont presque identiques ce qui nous permet de considérer le bac comme étant parfaitement agité.

1,2

1,4

1

C))

R2 = 0,9994

0,4

0,6

0,8

Ln((C

*-C0)/

(C*-

0

0,2

0 50 100 150 200 250 300 350temps (s)

Figure 5-7 : Variation du Ln((C*-C0)/(C*-C)) en fonction du temps.


133


5.4.2 Influence du débit de liquide et du débit de gaz sur le coefficient kLa

TFGV est résentée sur les figures ci-dessous :

L’influence du débit de liquide et du débit de gaz sur le coefficient kLa dup

0,0000

0,0050

0,0100

0,0150

0,0200

0,0250

0,0300

k La

(s-1

)

G=6000 m3/h

10 12 14 16 18 20 22L (m3/h)

Figure 5-8 : Variation du coefficient kLa en fonction du débit de liquide.

Pour un débit de gaz fixe, le coefficient volumétrique de transfert de matière kLa du

procédé TFGV est une fonction croissante du débit de liquide dans un domaine compris entre 12 m

e variation du kLa en fonction de L a été observée pour

colonne à gouttes transportées.

3/h et 20 m3/h. La même allure dla

0,000

0,028

0,020

0,024

0,008

0,012k L

0,016

a (s

-1)

0 1500 3000 4500 6000 7500 9000G (m3/h)

L=12 m3/h

0,004L = 16 m3/h

Figure 5-9 : Variation du coefficient kLa en fonction du débit de gaz.


134



135

. De la figure 5-9, nous pouvons constater que le débit de gaz a très peu d’influence sur le

oefficient volumétrique de transfert de matière côté liquide. Ce résultat est en accord avec elui cité dans la littérature pour les colonnes classiques à pulvérisation mais il diffère de celui e la colonne à gouttes transportées où nous avons remarqué que le kLa pouvait augmenter onsidérablement avec le débit de gaz.

our le coefficient volumétrique de transfert de matière côté liquide du procédé TFGV, nous roposons la corrélation suivante :

(5.4)

insi le kLa du procédé TFGV est proportionnel à L à la puissance 0,95 ce qui est en accord vec la littérature qui propose un coefficient proportionnel à L puissance 0,8 à 1, Mehta et oll. (1970). a figure 5-10 qui présente le diagramme de parité du coefficient kLa, indique que ce dernier eut être estimé à +

ccdc Pp

95,03L L10.14ak −=

AacLp 10 % à l’aide de l’équation 5.4.

Figure 5-10 : Comparaison entre le coefficient kLa théorique et le coefficient kLa expérimental.

Le tableau 5-4 ci dessous présente une comparaison entre le coefficient volumétrique de

transfert de matière des procédés de traitement des fumées à hautes vitesses de gaz et les procédés classiques à pulvérisation.

0,000

0,005

0,010

0,015

0,020

0,025

0,030

0,000 0,005 0,010 0,015 0,020 0,025kLa exp (s-1)

k La

théo

(s-1

) + 10%

- 10%


kLa (10-4 s-1)Réacteur gaz-liquide Colonne à pulvérisation classique 7 – 150 Procédé TFGV 150 – 220 Colonne à gouttes transportées 40 – 140

Table 5 omparaison du coefficient kau -4 : C es à pulvérisation et des colonnes à s.

outtes transportées présente des valeurs du coefficient kLa nt du même ordre de grandeur que celles des colonnes classiques à

ulvérisation données par Mehta et Sharma (1970). Les valeurs les plus élevées du coefficient ue de transfert de matière côté servées pour le procédé TF

Détermina fficient de transfert de matière c ide )

Le coefficie dé a été rminé à partir icient

volumétrique de tra es résultat us sont portés sur les fig

La des colonnes classiqugoutte

Dans l’ensemble, la colonne à g

assez proches et qui sopvolumétriq liquide sont ob GV.

5.5 tion du coe ôté liqu(kL

nt de transfert de matière côté liquide (kL) du procé LAB.SA déte des valeurs expérimentales de l’aire interfaciale (a) et

nsfert de matière de matière côté liquide (kdu coeffs obtenLa). L

rap ures suivantes :

0

4

8

12

16

20

24

28

10 12 14 16 18 20L (m3/h)

k L (

10-5

m/s

)

22

G=6000 m3/h

Figure 5-11 : Variation du coefficient kL en fonction du débit de liquide.


136


0

4

8

12

16

20

24

28

0 2000 4000 6000 8000

k L (1

0-5 m

/s)

10000G (m3/h)

L = 12 m3/h

L = 16 m3/h

Figure 5-12 : Variation du coefficient kL en fonction du débit de gaz.

n constate que e liquide et rest stant dans omaine étudié, enne de kL est de

15,70 10-5 m/s.

La figure 5-12 m e le débit de gaz possède une légère influence sur le coefficient . En effet, pou g ent avec

l’augmentation du débit de gaz, alors que pour un débit de liquide de 12 m /h L diminue un débit de g 2000 m3/h et 4000 m3/h puis se stabi u-delà de m3/h. Nous re là de 4000 m3/h les deux courbes tendent vers la même

eur de kL. Ces allures de variations diffèrent de celles observées pour la colonne à gouttes sportées, néanm deux procédés de traitement d sont

même ordre de g

6 Compara des procédés à hautes vitesses d gaz aux eurs classi

Dans la réalité industrielle, les laveurs employés dans le traitement hum es fumées t généralement des réacteurs à pulvérisation d’eau. Le principe de ces réacteurs est assez ple et consiste à projeter des gouttes dans une enceinte contenant du gaz qui véhicule des

lluants. La mise en contact entre le gaz et le liquide permet aux gouttes de capter les polluants et de les extraire du gaz. Il existe quatre catégories de réacteurs de lavage des

ées par pulvéri cteurs à pluie, les réacteurs à pulvérisation transverse, les cteurs venturi et teurs [Roustan (2003)]. Ces réacteurs peuvent servir aiter des efflu e diverses fabrications chimiques et contenant des posés toxiques ou corrosifs, tels que SO2, HCl, Cl2, NH3, …etc., qui sont généralement

sorbés par des so

O le coefficient kL est indépendant du débit d e con

le d soit 12 m3/h à 20 m3/h. La valeur moy de l’ordre

ontre qu

kL r un débit de liquide de 16 m3/h, kL augmente lé3

èrem le k

pour4000

az compris entre marquons qu’au de

lise a

valtran oins les coefficients kL des es fuméesdu randeur.

5. ison e lav ques de fumées

ide dsonsimpo

fum sation : les réaréa les réacteurs évaporaà tr ents gazeux issus dcomab lutions basiques ou acides. Traitement des effluents gazeux sous hautes vitesses de gaz. Page Cas de la colonne à gouttes transportées

137


e tableau 5-5 ci-dessous présente les principales caractéristiques de ces quatre réacteurs à ulvérisation de liquide, de la colonne à gouttes transportées et du procédé TFGV.

comparaison des diffé nt des fumées par voie humide montre que colonne à gouttes tra des pertes de char u même ordre de ndeur que celles des a nne a la surface d’éch ntre le gaz et le uide la plus élevée et ment d’absorption des polluants gazeux ides pour un rapport L e la colonne à goutte ansportées permet

mation en réactif assez réduite rapport aux autres lavant au procédé TFGV anque de données cernant les pertes de c e confidentialité.

Lp La rents procédés de traitemela nsportées fonctionne avec ge dgra utres procédés. Cette colo ange eliq présente le meilleur rendeac /G petit. Cela signifie qu s trd’atteindre des efficacités d’épuration élevées par

avec une consomeurs de fumées.

Qu , la comparaison est un peu plus difficile par mcon harge pour une question d


138

Cha

pitre

5 :

Dét

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2002

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gaz.

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l

Hau

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20 -

30

10 –

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5 - 1

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gaz

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9 - 2

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____

____

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gaz

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gaz

-liqu

ide.


5.7 Conclusion

Lors de ce chapitre, nous avons étudié l’aire interfaciale et le coefficient volumétrique

appelé TFGV, fonctionne à des vitesses de gaz assez élevées ouvant atteindre les 14 m/s.

ime rapide. Le coefficient volumétrique de transfert de matière ôté liquide a été mesuré par la méthode physique d’absorption de l’oxygène de l’air dans

aramètres de ansfert sont du même ordre de grandeur que ceux de la colonne à gouttes transportées.

e à uttes transportées présente un certain nombre d’avantages pour une utilisation future dans

de transfert de matière en phase liquide d’un procédé semi-industriel de traitement des fumées par voie humide. Ce procédé,pL’aire interfaciale a été déterminée par absorption en présence d’une réaction chimique du pseudo-premier ordre en régcl’eau. D’après nos résultats, ces deux paramètres de transfert de matière gaz-liquide sont des fonctions croissantes du débit de liquide circulant dans le procédé TFGV. Ces ptrNous avons également comparé la colonne à gouttes transportées et le procédé TFGV aux laveurs de fumées souvent employés dans la pratique industrielle. Il semble, que la colonngole domaine du traitement des effluents gazeux issus de l’incinération des déchets ménagers.


140

IES Fairouz K.

Thèse en Sciences et Techniques du Déchet / 2002 Institut National des Sciences Appliquées de Lyon Ecole Doctorale de Chimie de Lyon (Chimie, Procédés, Environnement)

K

Conclusion Générale

Conclusion Générale décembre 2002

onclusion Générale

le transfert de matière gaz-liquide et le aitement des effluents gazeux avec un nouveau procédé d’épuration des fumées par voie

Après avoir présenté la colonne à gouttes transportées, nous avons mené une étude

. Puis, nous avons mployé la méthode de la Distribution des Temps de Séjour (DTS) afin d’identifier les

matière entre le gaz et le liquide. Le odèle du réacteur ouvert parfaitement agité (ROPA) convient pour décrire le comportement

vons dû supposer l’écoulement du gaz comme étant proche d’un coulement piston pour la suite de cette étude.

amètres de transfert de atière les plus caractéristiques de l’efficacité des réacteurs gaz-liquide comme l’aire

erfaciale a. Les résultats btenus permettent de considérer a comme une fonction croissante du débit de liquide et du

e coefficient volumétrique de transfert de matière côté liquide a été mesuré en mettant en

les débits de quide et de gaz augmentent.

gaz. A cet effet, nous avons utilisé une réaction stantanée de surface qui est l’absorption du dioxyde de soufre dans une solution de soude.

ri et sont généralement trois fois supérieures ux kGa des réacteurs gaz-liquide à faible rétention de liquide. Ce résultat est intéressant car il

C Le travail présenté a permis d’étudiertrhumide fonctionnant sous hautes vitesses de gaz (jusqu’à 13 m/s).

hydrodynamique. Au début de cette étude, nous avons mesuré les pertes de charge, la rétention liquide partielle et totale ainsi que la puissance consommée et nous avons mis en évidence l’influence du débit de liquide et du débit de gaz sur ces grandeurseécoulements des phases liquide et gaz et d’identifier les éventuelles zones mortes et chemins préférentiels qui pourraient affecter les échanges demde la phase liquide dans le domaine de débits considéré ; la fraction de court-circuit ne dépasse pas les 35 % du débit. L’étude de la DTS de la phase gazeuse n’a pu être réalisée convenablement et nous aé

Nous nous sommes, ensuite, intéressés à la détermination des parminterfaciale a, le coefficient volumétrique de transfert de matière côté liquide kLa et le coefficient volumétrique de transfert de matière côté gaz kGa.

La méthode classique d’absorption de l’oxygène dans une solution de sulfite de sodium en présence de cobalt en régime rapide a permis de déterminer l’aire intodébit de gaz. Lœuvre l’absorption physique de l’oxygène dans l’eau. Ce paramètre dépend des débits des fluides circulant dans la colonne. En effet, kLa devient plus important quandli Le dernier paramètre de transfert de matière évalué expérimentalement est le coefficient volumétrique de transfert de matière côté inLes valeurs mesurées montrent que le paramètre kGa croît avec le débit de gaz utilisé. Ces valeurs sont proches des celles des laveurs ventua


141

Conclusion Générale décembre 2002

ude du transfert de matière gaz-liquide sont d’une grande importance t sont dans l’ensemble en accord avec les quelques publications dans le domaine.

omme l’objectif de cette étude est de présenter aux industriels et aux techniques de

vons étudié l’absorption des polluants gazeux par colonne à gouttes transportées. Pour cela, nous avons pollué artificiellement l’air entrant

ar la société ROCEDAIR et sont proches de celles rencontrées dans les fumées d’incinération d’ordures

des polluants acides. ’efficacité d’absorption de HCl dépasse les 99 % et celle de SO2 est supérieure à 90 % ; de

es polluants dans l’atmosphère.

é par LAB.SA pour traitement des effluents gazeux. Au cours de cette étude, nous avons déterminé l’aire

ramètres de transfert et kLa du même ordre de grandeur.

cile et d’entretien peu onéreux pouvant parfaitement entrer en compétition vec les autres procédés de traitement des gaz.

s proposons de poursuivre et ’approfondir cette recherche dans les domaines suivants :

hase dans la colonne à gouttes transportées.

’incinération d’ordures ménagères.

nfin, réaliser des essais de traitement d’effluents gazeux réels beaucoup plus complexes

traduit le potentiel élevé d’absorption des polluants gazeux que peut avoir la colonne à gouttes transportées par rapport aux autres procédés utilisés pour l’épuration des fumées. Les résultats de cette éte Cl’environnement un nouveau procédé de traitement des effluents gazeux issus de l’incinération des ordures ménagères, nous aladans la colonne avec des gaz acides : le chlorure d’hydrogène (HCl) et le dioxyde de soufre (SO2). Les quantités utilisées ont été imposées par un cahier des charges établi pPménagères. La détermination des concentrations de HCl et SO2 après passage dans notre pilote ont permis de mettre en évidence sa grande efficacité de captationLplus les valeurs des quantités rejetées dans l’air sont largement inférieures à celles des nouvelles normes française et européenne relatives aux rejets d Nous avons également réalisé une étude de transfert de matière dans un procédé semi-industriel fonctionnant à hautes vitesses de gaz (jusqu’à 14 m/s) employleinterfaciale et le coefficient volumétrique de transfert de matière côté liquide de ce procédé. La comparaison de ces paramètres avec ceux de la colonne à gouttes transportées montre que les deux procédés fonctionnant à hautes vitesses de gaz présentent des paa Ainsi, la colonne à gouttes transportées est un procédé efficace de conception simple, d’exploitation faa A partir des conclusions énoncées précédemment, noud

Refaire des essais pour étudier la distribution des temps de séjour côté gaz afin de mieux dentifier l’écoulement de cette pi

Compléter les essais de détermination de l’efficacité d’épuration des effluents gazeux en employant d’autres polluants émanant des installations d

Eissus de l’incinération des ordures ménagères afin de confronter nos résultats à la réalité industrielle.


142

KIES FairoThèse en Sci

uz K. ences et Techniques du Déchet / 2002


omenclature

N

Nomenclature décembre 2002

Distribution des Temps de Séjour EP Réacteur à Ecoulement Piston

tion cumulative de distribution des Temps de Séjour (t) Impulsion de Dirac

signation Unité

Nomenclature DTS RROPA Réacteur Ouvert Parfaitement Agité E(t) Fonction de distribution des Temps de Séjour F(t) Foncδ LETTRES LATINES Symbole Déa Aire interfaciale m2/m3

C Concentration mole/m3

CA Concentration du soluté A au sein du liquide mole/m3

Concentration du soluté A à l’interface gaz-liquide mole/m3CAi

CA0 Concentration du soluté A transféré loin de l’interface mole/m3

C*A Concentration du soluté A en équilibre thermodynamique

avec le gaz contenant l’espèce A à lamole/m

pression PA

3

CL Concentration de liquide dans la colonne kg/m3

C0 Concentration initiale du traceur mole/l CS Concentration du traceur dans le courant de sortie mole/l CKCl Concentration du chlorure de potassium mole/l CO2 mg/l Concentration de l’oxygène dans l’eau D Coefficient de diffusion moléculaire m2/s Dax Coefficient de dispersion axiale m2/s dG Diamètre moyen des gouttes mm E Facteur d’accélération ___ Ei Facteur d’accélération instantané ___ E(t) Fonction de distribution des Temps de Séjour s-1

E/V 3Puissance consommée par unité de volume kW/mg Accélération de la pesanteur m/s2

G Débit de gaz m3/h Gm Débit molaire de gaz m3/s h Hauteur m H Hauteur de la colonne m Ha Nombre de Hatta ___ He Constante de Henry atm.l/mole kG Coefficient partiel de transfert de matière côté gaz mole/Pa.m2.s


143


kL Coefficient partiel de transfert de matière côté liquide m/s KG Coefficient global de transfert de matière côté gaz mole/Pa.m2.s KL Coefficient global de transfert de matière côté liquide m/s kGa Coefficient volumétrique de transfert de matière côté gaz mole/Pa.m .s 3

kLa Coefficient volumétrique de transfert de matière côté liquide

s-1

k Constante cinétique l/mole.s k1 Constante cinétique de pseudo-premier ordre s-1

k2 Constante cinétique du second ordre l/mole.s L Débit de liquide m3/h N Nombre de réacteurs en cascade ___ Nexp Nombre de points expérimentaux ___ P Pression totale atm PA Pression partielle du soluté A dans la phase gazeuse atm PAi Pression partielle du soluté A à l’interface atm P*

A Pression partielle du soluté A à l’équilibre thermodynamiq

atm ue

PSO2e Pression du dioxyde de soufre dans le gaz à l’entrée de la colonne

atm

PSO2s Pression du dioxyde de soufre dans le gaz à la sortie de la colonne

atm

Pe Nombre de Peclet ___ Q Débit volumique du fluide m3/s R Constante des gaz parfaits J.mole/k r Vitesse de réaction par unité de volume mole/l.s s Vitesse de renouvellement de surface s-1

t Temps s tsm Temps de séjour moyen s T Température K UG Vitesse du gaz m/s UL Vitesse du liquide m/s V Volume m3

Va Volume accessible m3

Vm Volume mort m3

Vr Volume réactionnel 3mVL Volume de liquide m3

Z Hauteur piézométrique mm z Coefficient stoechiométrique ___


144


ETTRES GRECQUES

ion Unité

L Symbole Désignatα Fraction de court-circuit % β Fraction de volume mort % χ Conductivité électrique S/cm εLP Rétention liquide partielle % εL Rétention liquide totale % εG Rétention gazeuse totale % δG Epaisseur du film gaz m δL Epaisseur du film liquide m Ω Section droite de la colonne m2

φ Flux d’absorption par unité de volume mole/m3.s ϕ Flux spécifique d’absorption par unité de mole/m2.s

surface µn Moment d’ordre n par rapport à l’origine sn

µ′n Moment centré sn

θ Temps réduit ___ τ Temps de passage s ρ Masse volumique kg/m3

E Ecart entre les courbes expérimentales et % ∆théoriques de la DTS

P∆ Perte de charge mm CE t∆ Pas de temps expérimental s Z∆ Différence de hauteur piézométrique m h∆ Distance entre deux prises de pression m

INDICES Symbole Désignation A Soluté gaz B Réactif dissous dans la phase liquide exp Expérimental théo Théorique G Gaz L Liquide S Suspension


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155

IES Fairouz K. èse en Sciences et Techniques du Déchet / 2002


KTh

Annexes

Annexes décembre 2002

NNEXE 1 : Pertes de charge, rétention liquide et puissance consommée.

2 : Mesure de l ductivité.

EXE 3 : Systèmes chimiques utilisés pour déterminer les paramètres de transfert atière gaz-liquide

EXE 4 : Analyse sulfates de sodium r iodométrie.

ANNEXE 5 : Aire interfaciale de la colonne à gouttes transportées.

NNEXE 6 : Vérification des hypothèses du régime de réaction de pseudo-premier rdre pour la colonne à gouttes transportées.

7 : Diamètre d ttes.

EXE 8: Courbe d oxygénation de l’ea en fonction du temp

EXE 9 : Coefficient de transfert de mati e en phase liquide d onne à gouttes sportées.

ANNEXE 10 : Coefficien

ansportées.

NNEXE 11 : Vérification des hypothèses du régime de réaction instantanée de surface our la colonne à gouttes transportées.

EXE 12 : Princip l’échantillonnage cinétique.

EXE 13 : Analyse chlorure d’hydrog e (HCl) par potentio .

EXE 14 : Analyse dioxyde de soufre 2) par pHmétrie.

NNEXE 15 : Résultats du traitement des effluents gazeux HCl et SO2 par la colonne à outte transportées.

NNEXE 16 : Aire interfaciale du procédé TFGV.

17 : Vérification des hypothèses e de réactio ier e pour le procédé V.

EXE 18 : Coeffic t de transfert de ma re en phase liquide d édé TFGV.

ANNEXES A ANNEXE

a con

ANNde m . ANN

des pa

Ao ANNEXE es gou ANN e ré u s ANN èr e la coltran

t de transfert de matière en phase gaz de la colonne à gouttes tr Ap ANN e de iso ANN du èn métrie ANN du (SO

Ag A ANNEXE du régim n de pseudo-premordr TFG ANN ien tiè u proc


156


ertes de charge en mm CE

L (m3/h) G = 636 m3/ 2 m3/h G = 763 m3/h

ANNEXE 1 : Pertes de charge, rétention liquide et puissance consommée

L (m3/h) G = 636 m3/h G = 668 m3/h G = 700 m3/h G = 732 m3/h G = 763 m3/h0 107 114 122 130 147 0,4 167 173 175 175 177 0,6 183 188 192 196 201 0,8 190 200 208 215 220 1,2 224 223 226 232 243

Tableau A1-1: P

h G = 668 m3/h G = 700 m3/h G = 730 0 0 0 0 0 0,6 9,43 9,90 10,37 10,84 11,32 0,8 11,32 11,79 12,26 12,73 13,20 1,0 12,26 12 13,2 ,73 13,67 14,15 1,2 14,15 14,15 14,21 14,62 15,09

Tableau A1-2 : Rétention liquide en %.

/h) G = 636 m /h G = 668 m /h G = 700 m3/h G = 732 m3/h G = 763 m3/h

3L (m 3 3

0 2,33 2,61 2,93 3,26 3,84 0,4 3,64 3,96 4,20 4,39 4,63 0,6 3,99 4,30 4,61 4,94 5,26 0,8 4,14 4,58 4,99 5,39 5,75 1,2 4,88 5,1 5,42 5,82 6,35

Tableau A1-3 : Puissance consommé en kW/m3 réacteur.


157


ANNEXE 2 : Mesure de la conductivité

Le conductimètre Le conductimètre utilisé pour l’étude de la Distribution des Temps de Séjour est un

; il est relié à une cellule de mesure areil de fait en séle ant le ‘Mode’ co ité ; les plages sures s’étalent sur gamme allant de 0,001 µS/cm à 5,99 S/cm pérature de référence choisie est de C.

La constante de cellule

La conductance G d’une solution est définie comme étant la somme des contributions u mouvement de chaque variété présente. La résistance entre les électrodes est

nnelle au rappo t distance (L) entre les électrodes et la surface (Sode. Ce rappo constante de ce

CDM210 l’app

par un câble de résistance. Le réglage de nductictionn v

. La temde me

une 20 °

dproportiode l’électr

r de lart est la

e) des plaques llule Kc :

eScK = cm-1

e constante de cellule est égale à 0,87 cm-1.

e conductimètre calcule et affiche la conductivité (χ) d’une solution sur la base de la onductance (G) et de la constante de cellule (Kc), telle que :

L en

Cett

Lc

KG=χ c en S/cm

Le coefficient de température

La conductivité d’une solution varie sensiblement en fonction de la température. Pour oir comparer les m prises à différent ératures, les conductivités doivent être

cient de température

pouvcorrigées en utilisant un coef

esures fi

es tempϑ, tel que :

( )( ) 1T21

2T1T

TT100*

χ−χ−χ

=ϑ en %/°C

ù χT1 et χT2 sont les conductivités de la solution respectivement à T1 et T2.

r de correction

o

Le facteu est

Tref

Tref )TT(100100

χ−ϑ+

=χ

pérature de référence en °C ;

χTref, χT : conductivité à Tref

On obtient alors ϑ = 5,7%/°C.

Tref : tem

et T.


158


La courbe d’étalonnage

La courbe d’étalonnage est établie à partir de plusieurs étalons de chlorure de potassium (KCl). Ces solutions sont préparées à l’eau de ville conformément aux conditions

fonctionnement du réacteur et sont à différentes concentrations. A partir de ces solutions, trace la courbe de concentration en fonction de la conductivité CKCl(χ) ; On obtient alors e droite. On peut donc conclure que dans un domaine de faible concentration, celle-ci peut

re considérée comme étant linéaire en fonction de la conductivité. La courbe d’étalonnage nsi obtenue a pour équation :

CKCl (mole/l) = 0,0068 χ (mS/cm) – 0,0036

deonunêtai

y = 0,0068x - 0,0036R2 = 0,9999

0

0,01

0,02

0,03

KC

l (m

o

0,04

0,05

0,06

0 2 4 6 8 10Conductivité (mS/cm)

Cle

/l)

Figure A2-1 : Courbe d’étalonnage.


159


ANNEXE 3 : Systèmes chimiques utilisés pour déterminer les paramètres de transfert de matière

e tableau ci-dessous présente n récapitulatif différen de ation de a, kLa et kGa par voie d’absorption avec réaction chimique :

deur Nature de la réaction Expression du flux Hypoth

Ldétermin

u pour les tes méthodes

Gran èses

a Réaction irréde pseudo-premier ordre en régime rapide

versible 1AL

* kDaC=φ

AHa<<Ei

Ha>3

Réaction lente irréversible

Ha<1 kLa<k1

*ALaCk=φ

LkG

Hek1

<<

kLa

Réaction instantanée irréversible 0B

BL CDAL

L*Ai z

akCaE ==φHa>>E

Lk D i

1CC

zDD

*A

0B

AL

BL >>

iLG EkHe

k1

<<

Ha>>Ei k a G Réaction irré bleinstantanée de surface

versi AGaPk=φ

0BAL

BLLak<<AG C

DDaPk

a et kLa Réaction irréversible de pseudo-premordre en intermédiaire

2L1AL

*A kkD

ier régime

aC +=φ 0,3<Ha<3

EkHe

k1

LG

<<

a et kGa Réaction irréversible de pseudo-premier ordre en régime e ⎥⎦1

⎥⎤

⎢⎡

+φ Al

*A

kHe11P Ha>3

Ha<Ei/⎢⎣=

G Dka 2 rapid

Tableau A3-1: Récapitulatif des différentes méthodes de détermination de a, k a.

La et kG


160


Les tableaux ci-dessous présentent les différents systèmes chimiques employés pour la détermination de a, kLa et kGa Soluté Diluant

Réactif Catalyseur Référence Air LiOH ; NaOH ; KOH ;

Ba(OH)2

Roberts et coll. (1962)

Air Na2S Sharma et coll. (1963)

Air K2CONa2CO3 H

pochlorite Sharma et coll. (1963)

3 + KHCO3

+ NaHyArséniate CO3

Air Solutions aqueuses ou organiques d’a

Sharma et coll. (1964) mines

Air Schrauwen et coll. (1988)

Méthyléthylamine

CO2

Air Ca(OH)2 Baolin et coll. (1991)

Air CuCl2 et HCl Jhaveri et coll. (1967)

Air Na2S2O4 Jhaveri et coll. (1968)

Air Na2S2O4 Mehta et coll. (1970)

O2

Air Na2SO3 CoSO4 Laurent (1975) COS Air Solutions aqueuses

d’amines Sharma et coll.

(1970)

Tableau A es chimiqu er l’aire interfaciale en régime rapide.

Référence

3-2: Systèm es employés pour détermin

Soluté Diluant O2 Air Pigford et coll. (1951) CO2 Air Mehta et coll. (1970) CO2 Air Suthin et coll. (1987) O2 Air Schrauwen et coll. (1988)

Tr

ableau A3-3 : Systèmes employés pour déterminer le coefficient kLa par absorption physique sans éaction chimique.


161


Soluté Diluant Réactif Catalyseur Référence K2CO3 – KHCO3 NaClO Danckwerts et

coll. (1966) Air Carbonate Lopez et coll.

(1991)

CO2

Air Na2CO3 – NaHCO3 NaClO Benadda et coll. (1994)

Air Cu Jhaveri et coll. (19

Cl 67)

O2

Air Na O4 Sha t coll (1970)

2SO3 CuS rma e

Isobutène H2SO4 t-butanol Roberts et coll. (1962)

Butadiène Anhydride maléique Danckwerts et coll. (1966)

Tableau A3-4 : Systèmes chimiques employés pour déterminer le coefficient kLa en régime de réaction lent

Soluté Diluan Référence

e.

t Réactif Solvant O2 Air Na2S2O4 H2O Jhaveri et coll.

(1968) NH3 H 42SOHCl ; Cl2 ; SO2 NaOH H2S ; HCl ; CO2 A s

2

(1970) mine

H O Sha t coll. rma e

Tableau A3-5 : Systèmes chimiques employés pour déterminer le coefficient kLa en régime de réaction instantanée.

S té olu Diluant Réactif Catalyseur Référence CO2 Air NaHCO3 + Na2CO3 Arsénite Richards e

(1964) t coll.

O2 Air Na2SO3 CoSO4 Dewaal et coll. (1966)

O2 Air CuCl Jhaveri et coll. (1967)

CO2 Air NaHCO3 + Na CO Hypochlorite McNeil et coll. 2 3

(1970) CO2 Air NaHCO3 + Na2CO3 Arsénite Pinilla et coll.

(1984)

Tableau A3-6 : Systèmes chimiques employés pour déterminer le coefficient kLa et a en régime intermédiaire d’une réaction de pseudo-premier ordre.


162


Soluté Diluant Réactif Référence SO2 Air Na2CO3 Johnstone et coll (1947) NH3 Air, Fréons (12, 22, 114) H2SO4 Shulman et coll. (1955) I2 Air NaOH Cardozo Lopez (1962) Triéthylamine Air, Fréons (12, 22, 114) H2SO4

SO2 ou Cl2 Air, Fréons (12, 22, 114) NaOH Vidwans et coll. (1967)

SO2 Air NaOH Mehta et coll. (1970) SO2 Air NaOH Laurent (1975) SO2 Air Na2SO3

Propylène CO Air Complexe cuivreux aminé

Sridharan et coll. (1976)

SO2 Air NaOH Pinilla et coll. (1984)

Tableau A3-7 : Systèmes chimiques employés pour déterminer le coefficient kGa en régime de réaction stantanée de surface

Référence

in

Soluté Diluant SO2 Air Hixson et coll. (1935) NH3 Air Kowalke et coll. (1935) Ethanol Butanol

Air Schrauwen et coll. (1988)

Tr

ableau A3-8 : systèmes employés pour déterminer le coefficient kGa par une absorption physique sans éaction chimique.

Soluté Diluant Réactif Référence

CO2 Air NaOH Richards et coll. (1964) Sharma et coll. (1970)

CO2 Air Amines McNeil et coll. (1970) CO2 Air NaOH Esson (1978)

Tableau A3-9 : Systèmes chimiques employés pour déterminer le coefficient kGa et a en régime rapide d’une réaction de pseudo-premier ordre.


163


ANNEXE 4 : Analyse des sulfites de sodium par iodométrie Le principe :

Ce principe consiste à oxyder les ions sulfites de l’échantillon à doser par une solution

SO32- + I2 → SO4

2- + 2I- + 2 H3O+

.

ec le sulfite de sodium et ainsi en déduire la quantité de sulfite de sodium.

tion expérimentale

♦1 ml de l’échantillon à doser est introduit dans un bêcher. lu e d’iode (V ntration 0,05 mole/l est ajouté à

échantillon précédent. ♦ D

n devient incolore lorsqu’on atteint l’équilibre. a concentration en sulfite de sodium est donnée par :

d’iode. La transformation chimique qui a lieu est la suivante :

L’excès d’iode n’ayant pas réagit est dosé ensuite par le thiosulfate de sodium

I2 + 2S2O32- → 2I- + S4O6

2-

Connaissant la quantité d’iode en excès, il est possible de retrouver la quantité d’iode qui a réagi av La détermina Le dosage du sulfite de sodium s’effectue comme suit :

♦ Un vo m iode) égal à 20 ml de concel’

u thiosulfate est ajouté à l’aide d’une burette dans le mélange. L’empois d’amidon est utilisé comme révélateur. Celui-ci confère une couleur bleue à l’iode et la solutioL

[ ] [ ] [ ]sulfite

ethiosulfat232iode22

3 VVOS2/1VI

SO−

− −=

Ainsi nous obtenons

[ ] ethiosulfat23 V05,01SO −=−

[ ]−23SO est la concentration en mole/l.

thiosulfate est le volume mesuré en ml.

V


164


ANNEXE 5 : Aire interfaciale de la colonne à gouttes

2/m3 réacteur)

transportées L (m3/h) t∆ (mn) Néchantillons a (m0,6 10 6 52,8 0,8 10 7 70,50 1,0 5 9 139,2 1,2 5 7 183,2

Tableau A5-1 : G = 636 m3/h (UG = 10 m/s).

(m3/h) (mn) Néchantillons a (m2/m3 réacteur)

L t∆0,6 10 7 49,3 0,8 10 7 89,8 1,0 5 6 144,4 1,2 5 6 193

Tableau A5-2 : G = 668 m3/h (UG = 10,5 m/s).


L t∆0,6 10 9 47,6 0,8 10 8 75,7 1,0 10 6 142,7 1,2 5 5 204,3

Tableau 1 : G = 700 m3/h (UG = 11 m/s).


L t∆0,6 10 7 51,1 0,8 10 7 70,5 1,0 5 6 140,9 1,2 5 6 185



165


ANNEXE 6 : Vérification des hypothèses du régime de réaction de pseudo-premier ordre pour la colonne à gouttes transportées L (m3/h) a (m2/m3 réacteur) Ha Ei

0,6 52,8 28,5 986 0,8 70,50 37,1 986 1,0 139,2 54,0 986 1,2 183,2 55,5 986

Tableau A6-1: G = 636 m3/h (UG = 10 m/s).

L (m3/h) a (m2/m3 réacteur) Ha Ei

0,6 49,3 17,6 986 0,8 89,8 32,6 986 1,0 144,4 35,5 986 1,2 193 32,8 986

Tableau A6-2: G = 668 m3/h (UG = 10,5 m/s).

L (m3/h) a (m2/m3 réacteur) Ha Ei

0,6 47,6 13,0 986 0,8 75,7 20,4 986 1,0 142,7 33,6 986 1,2 204,3 34,2 986

Tableau A6-3: G = 700 m3/h (UG = 11 m/s).

(m3/h) a (m2/m3 réacteur) Ha Ei

L0,6 51,1 18,8 986 0,8 70,5 19,0 986 1,0 140,9 22,3 986 1,2 185 35,6 986

Tableau A6-4: G = 732 m3/h (UG = 11,5 m/s).

D

2O : Le coefficient de diffusion de l’oxygène gazeux dans une solution de sulfite de sodium

par Reith (1968). : Le coefficient de diffusion du sulfite de sodium dans une solution aqueuse de

concentration 0,8 mole/l. Ce coefficient est calculé à l’aide de l’équation de Nerst-Haskell et l’équation de Gordon (Reid, 1987).

de concentration égale à 0,8 mole/l ; ce coefficient est donné

32SONaD


166


ANNEXE 7 : Diamètre des gouttes

L (m3/h) εL (%) a (m2/m3 réacteur) Diamètre moyen (mm)

0,6 9,43 52,8 10,7 0,8 11,32 70,50 9,6 1,0 12,26 139,2 5,3 1,2 14,15 183,2 4,6

Tableau A7-1 : G = 636 m3/h (UG = 1 .

(m3/h) εL (%) a (m2/m3 réacteur) Diamètre moyen (mm)

0 m/s)

L0,6 9,90 49,3 12 0,8 11,79 7,9 89,8 1,0 12,73 144,4 5,3 1,2 14,15 193 4,4

Tableau A7-2: G = 668 m3/h (UG = 10

(m3/h) εL (%) a (m2/m3 réacteur) Diamètre moyen (mm)

,5 m/s).

L0,6 10,37 47,6 13,1 0,8 12,26 75,7 9,7 1,0 13,2 5,6 142,7 1,2 14,21 204,3 4,2

Tableau A7-3 : G = 700 m3/h (UG = 1 .

(m3/h) εL (%) a (m /m réacteur) Diamètre moyen (mm)

1 m/s)

2 3L0,6 10,84 51,1 12,7 0,8 12,73 70,5 10,8 1,0 13,67 140,9 5,8 1,2 14,62 185 4,7



167


en fonction du

A8-1 Courbe réox

ANNEXE 8 : Courbe de réoxygénation de l’eau temps

Figure : de ygénation de l’eau pour la colonne à gouttes transportées

,5 m3/ G = 1,2 m

Figure A8-2 : Courbe de réoxygénation de l’eau pour le procédé TFGV (L = 12 m3/h et G = 6000 m3/h).

(L = 11 h et 3/h).


168


ANNEXE 9 : Coefficient de transfert de matière en phase liquide de la colonne à gouttes transportées

L (m3/h) (sec) Npoints de la droite kLa (s-1) kL (10-5m/s)

t∆0,6 15 13 ,0041 7,77 00,8 12 11 042 5,96 0,01,0 15 9 057 4,09 0,01,2 15 9 0,0073 3,98

Tableau A9-1 : G = 636 m3/h (U m/s).

(m3/h) (sec) Npoints de la droite kLa (s-1) kL (10-5m/s)

G = 10

L t∆0,6 15 9 0,0062 12,58 0,8 15 9 0,0061 6,79 1,0 15 9 ,0090 6,23 01,2 15 21 130 6,74 0,0


(m3/h) (sec) Npoints de la droite kLa (s-1) kL (10-5m/s)

L t∆0,6 15 9 0,0081 17,02 0,8 15 15 0,0082 10,83 1,0 15 9 0,0094 6,59 1,2 15 9 0,0132 6,46

Tabl 3 : G = 700 m3/h (UG = 11 m/s).

L (m3/h) (sec) Npoints de la droite kLa (s-1) kL (10-5m/s)

eau A9-

t∆0,6 15 17 0,0060 11,74 0,8 15 15 0,0082 11,63 1,0 15 9 0,0140 9,94 1,2 15 9 0,0115 6,22



169


ANNEXE 10 : Coefficient de transfert de matière en phase gaz de la colonne à gouttes transportées

L (m3/h) G (1 ) s 2P

k a 0-5 mole/sm3Pa k (10-5

G mole/ m a) 0,8 366 4,08 1,0 384 2,66 1,2 368 1,91

T 3/h (UG = .

L (m3/h) kGa (10-5 mole/sm3 Pa) kG (10-5 mole/sm2Pa)

ableau A10-1 : G = 668 m 10,5 m/s)

0,8 596 7,87 1,0 568 3,98 1,2 606 2,97

Tableau A10-2 : G = 700 m3/h (UG

L (m3/h) kGa (10-5 mole/sm3 Pa) kG (10-5 mole/sm2 Pa)

= 11 m/s).

0,8 490 6,95 1,0 510 3,68 1,2 549 2,97

T /h (UG = .

ableau A10-3 : G = 732 m3 11,5 m/s)


170



171

ANNEXE 11 : Vérification des hypothèses du régime de réaction instantanée de surface pour la colonne à gouttes transportées

L (mP

3P/h) Ha EBi B kBGBaPBSO2 B kBLBaDBNaOH B[NaOH]/2DBSO2 B

0,8 16849 696 0,055 3,31 1,0 18364 696 0,058 4,88 1,2 16992 696 0,055 7,05

Tableau A11-1 : G = 668 m P

3P/h (U BGB = 10,5 m/s).

L (mP


0,8 10566 696 0,089 4,44 1,0 17375 696 0,085 5,09 1,2 17715 696 0,091 7,15


3P/h (U BGB = 11 m/s).

L (mP


0,8 9840 696 0,074 4,44 1,0 11519 696 0,077 7,59 1,2 18412 696 0,082 6,23


3P/h (U BGB = 11,5 m/s).

B

2SODB

et B i2 ]SO[ B: B Bsont le coefficient de diffusion et la concentration à l’interface du dioxyde de soufre dans une solution de soude à 1 M. Ces grandeurs sont données par Esson (1978). B NaOHD B: B Best le coefficient de diffusion de l’hydroxyde de sodium dans une solution aqueuse de concentration 1mole/l. Ce coefficient est calculé à l’aide de l’équation de Nerst-Haskell et l’équation de Gordon (Reid, 1987). k : la constante cinétique de la réaction d’absorption du dioxyde de soufre dans une solution de soude est donnée par Journot (1996). Le terme kBGBaPBSO2 B est majoré en prenant la pression du dioxyde de soufre à l’entrée de la colonne.



172

ANNEXE 12 : Principe de l’échantillonnage isocinétique Les normes AFNOR (1998) mentionnent que la sonde employée pour le prélèvement du gaz doit assurer un échantillonnage représentatif. Cette sonde de prélèvement doit être placée dans une zone offrant un écoulement uniforme, aussi homogène que possible, loin de tout obstacle et doit respecter l’isocinétisme de l’écoulement principalement dans le cas où l'échantillon contiendrait des gouttelettes ou des poussières. Un prélèvement isocinétique signifie que la vitesse du gaz au niveau de la sonde est identique à celle du gaz dans la canalisation. La figure suivante représente schématiquement l' écoulement de l'air et des gouttelettes devant une sonde de prélèvement qui aspire à une vitesse différente de celle existant dans la conduite.

Figure A12-1 : Influence de la vitesse d'aspiration sur le prélèvement du gaz contenant des gouttelettes.

Si la vitesse dans la sonde est supérieure à celle existant dans la conduite (a), un rétrécissement de la section occupée par le courant gazeux se produit au voisinage du nez de la sonde. Du fait du rétrécissement et par suite de leur inertie, des gouttelettes situées à la périphérie de la veine gazeuse pourront échapper à la sonde. Le prélèvement effectué dans ces conditions conduira à sous-estimer la quantité de gouttelettes existant dans la conduite. Inversement (b), si la vitesse d' aspiration dans la sonde est inférieure à celle existant dans la conduite, un élargissement de la veine prélevée se produira à l'entrée de la sonde et des gouttelettes qui n'auraient pas dû être prélevées pourront pénétrer par inertie dans le bec de la sonde, conduisant ainsi à surestimer la quantité de gouttes se trouvant dans la conduite.

S Bs S B0

(a) U BSB>U BG

S Bs S B0

(b) U BSB<U BG



173

ANNEXE 13 : Analyse du chlorure d’hydrogène (HCl) par potentiométrie Le principe consiste à faire réagir les ions chlorures venant de la dissolution du chlorure d'hydrogène dans l'eau des flacons laveurs avec des ions argent. La réaction est la suivante :

Ag P

+P + Cl P

- P→ AgCl

Afin d'éviter la formation en milieu neutre de AgCOB3 B, insoluble dans l'eau, on effectue la réaction en rajoutant de l´acide nitrique, HNOB3 B. Sans cette précaution, on obtiendrait les réactions suivantes:

2Ag P

+P + COB3 PB

-P → AgB2 BCOB3

Ag B2 BCOB3 B + 2HNOB3 B → 2AgNOB3 B + COB2 B + HB2 BO

Grâce à deux électrodes, l'une au sulfate mercureux et l'autre en argent, on mesure la différence de potentiel de la solution au fur et à mesure que l'on ajoute du nitrate d'argent à la solution à doser. Le schéma suivant permet de mieux comprendre la manipulation à mettre en place: Electrode au sulfate mercureux Potentiomètre B Bdigital HNOB3 B 10% Electrode métallique d'argent

Figure A13-1 : Dispositif expérimental pour la détermination de la concentration en HCl.

Les courbes de variation du potentiel en fonction du volume de nitrate d’argent ont l’allure suivante :

Figure A13-2 : Détermination de la concentration en HCl par la méthode des tangentes VBE BVBAg+ B (ml)

E∆ (mV)



174

Lorsque tous les ions chlorures ont précipité, la concentration en ions Ag P

+P augmente

brusquement et provoque un saut de potentiel. Les valeurs successives de la différence de potentiel sont notées et une courbe sigmoïde est obtenue. Le point d'équivalence est alors déterminé par la méthode des tangentes. La concentration en chlorure d’hydrogène peut être calculée comme suit :

HCl

EAg

HCl V

VCC

+=



175

ANNEXE 14 : Analyse du dioxyde de soufre (SO B2B) par pHmétrie Le principe de cette méthode consiste à neutraliser, par de la soude, l'acide sulfurique obtenu après l'oxydation du dioxyde de soufre gazeux par l'eau oxygénée. Les réactions sont les suivantes :

♦ Oxydation du SOB2 B

SOB2 B + HB2 BOB2 B → HB2 BSOB4 B

♦ Neutralisation de l'acide sulfurique

2NaOH + HB2 BSOB4 B → (Na) B2 B SOB4 B + 2HB2 BO

L'eau oxygénée à 0,1 mole/l est directement mise dans les flacons laveurs. Le dosage se fait avec de la soude à 0,01 mole/l et une électrode de pH. Les valeurs successives de pH sont notées et des courbes sigmoïdes sont obtenues. Sur ces courbes de dosage acide/base, le saut de pH à 7 correspond au volume d'équivalence.

Figure A14-1: Détermination de la concentration en SOB2B par la méthode des tangentes.

La concentration en SOB2 B est donnée par la relation suivante :

B

2

2SO

ENaOHSO V2

VCC =

B

VBE BVBNaOH B (ml)

pH 7



176

TBANNEXE 15 : Résultats du traitement des effluents gazeux HCl et SO2 par la colonne à gouttes transportées T

L (mP

3P/h)

[HCl] entrée (mg/NmP

3P)

[HCl] sortie (mg/NmP

3P)

[SOB2 B] entrée (mg/NmP

3P)

[SO2] sortie (mg/NmP

3P)

0,6 1000 3,2 400 30,0 0,8 1000 2,7 400 32,5 1,0 1000 3,5 400 28,7 1,2 1000 3,1 400 32,0


3P/h (U BGB = 10,5 m/s).

L (mP

3P/h)


3P)


3P)


3P)


3P)

0,6 1000 2,5 400 9,3 0,8 1000 2,3 400 8,1 1,0 1000 2,8 400 9,7 1,2 1000 2,3 400 7,6


3P/h (U BGB = 11 m/s).

L (mP

3P/h)


3P)


3P)


3P)


3P)

0,6 1000 3,6 400 16,6 0,8 1000 3,7 400 18,5 1,0 1000 3,9 400 16,4 1,2 1000 3,5 400 12,8

Tableau A15-3 : G =732 m P

3P/h (U BGB = 11,5 m/s).



177

ANNEXE 16 : Aire interfaciale du procédé TFGV L (mP

3P/h) t∆ (mn) NBéchantillonsB a (mP

2P/mP

3P réacteur)

12 15 13 102,5 14 15 14 111,2 16 15 13 130,5 18 15 13 144,1 20 15 14 152,2

Tableau A16-1 : G = 6000 m P

3P/h (U BGB = 10,5 m/s).

G (mP

3P/h) UBGB (m/s) t∆ (mn) NBéchantillonsB a (mP

2P/mP

3P réacteur)

2000 3,5 15 7 75,2 4000 7 15 7 90,5 6000 10,5 15 13 102,5 8000 14 15 7 92

Tableau A16-2 : L = 12 m P

3P/h .

G (mP

3P/h) UBGB (m/s) t∆ (mn) NBéchantillonsB a (mP

2P/mP

3P réacteur)

2000 3,5 15 7 170,2 4000 7 15 10 144,4 6000 10,5 15 13 130,5 8000 14 15 11 111,9


3P/h.



178

ANNEXE 17 : Vérification des hypothèses du régime de réaction de pseudo-premier ordre pour le procédé TFGV L (mP

3P/h) a (mP

2P/mP

3P réacteur) Ha EBi B

12 102,5 14,2 960 14 111,2 13,5 957 16 130,5 15,1 966 18 144,1 15,4 965 20 152,2 15,0 966

Tableau A17-1 : G = 6000 m P

3P/h (U BGB = 10,5 m/s).

G (mP

3P/h) UBGB (m/s) a (mP

2P/mP


2000 3,5 75,2 10,2 972 4000 7 90,5 14,3 1041 6000 10,5 102,5 14,2 960 8000 14 92 14,1 1041


3P/h .

G (mP

3P/h) UBGB (m/s) a (mP

2P/mP


2000 3,5 170,2 16,4 955 4000 7 144,4 17,5 994 6000 10,5 130,5 14,9 966 8000 14 111,9 13,9 999


3P/h.

B

2ODB

: B BLe coefficient de diffusion de l’oxygène gazeux dans une solution de sulfite de sodium de concentration égale à 0,8 mole/l ; ce coefficient est donné par Reith (1968). B

32SONaDB

: B BLe coefficient de diffusion du sulfite de sodium dans une solution aqueuse de concentration 0,8 mole/l. Ce coefficient est calculé à l’aide de l’équation de Nerst-Haskell et l’équation de Gordon (Reid, 1987).



179

ANNEXE 18 : Coefficient de transfert de matière en phase liquide du procédé TFGV L (mP

3P/h) t∆ (sec) NBpoints de la droiteB kBLBa à 20°C (sP

-1P) kBLB(10P

-5 Pm/s)

12 10 16 0,0152 14,84 14 10 16 0,0171 15,35 16 10 16 0,0187 14,33 18 10 16 0,0202 14,02 20 10 16 0,0219 14,41

Tableau A18-1: G = 6000 m P

3P/h (U BGB = 10,5 m/s).

G (mP

3P/h) UBGB (m/s) t∆ (sec) NBpoints de la droiteB kBLBa à 20°C (sP

-1P) kBLB(10P

-5 Pm/s)

2000 3,5 10 16 0,0163 21,74 4000 7,0 10 16 0,0167 18,44 6000 10,5 10 16 0,0152 14,82 8000 14,0 10 16 0,0171 18,64


3P/h.

G (mP

3P/h) UBGB (m/s) t∆ (sec) NBpoints de la droiteB kBLBa à 20°C (sP

-1P) kBLB(10P

-5 Pm/s)

2000 3,5 10 16 0,0213 12,51 4000 7,0 10 16 0,0197 13,61 6000 10,5 10 16 0,0189 14,50 8000 14,0 10 16 0,0194 17,36


3P/h.