Traitement des effluents gazeux sous hautes vitesses de gaz. Cas ...

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

INSA DE LYON
DEPARTEMENT DES ETUDES DOCTORALES
ET RELATIONS INTERNATIONALES SCIENTIFIQUES
MARS 2002
ECOLES DOCTORALES
n° code national
CHIMIE DE LYON
(Chimie, Procédés, Environnement)
EDA206
ECONOMIE, ESPACE ET
MODELISATION DES
COMPORTEMENTS
(E 2 MC)
EDA417
ELECTRONIQUE,
ELECTROTECHNIQUE,
AUTOMATIQUE
(E.E.A.)
EDA160
EVOLUTION, ECOSYSTEME,
MICROBIOLOGIE , MODELISATION
(E2M2)
EDA403
INFORMATIQUE ET INFORMATION
POUR LA SOCIETE
(EDIIS)
EDA 407
INTERDISCIPLINAIRE SCIENCES-
SANTE
(EDISS)
EDA205
MATERIAUX DE LYON
UNIVERSITE LYON 1
EDA 034
MATHEMATIQUES ET
INFORMATIQUE FONDAMENTALE
(Math IF)
EDA 409
MECANIQUE, ENERGETIQUE, GENIE
CIVIL, ACOUSTIQUE
(MEGA)
EDA162
Ecoles Doctorales et Diplômes d’Etudes Approfondies
habilités pour la période 1999-2003
RESPONSABLE
PRINCIPAL
M. D. SINOU
UCBL1
04.72.44.62.63
Sec 04.72.44.62.64
Fax 04.72.44.81.60
M.A. BONNAFOUS
LYON 2
04.72.72.64.38
Sec 04.72.72.64.03
Fax 04.72.72.64.48
M. G. GIMENEZ
INSA DE LYON
83.32
Fax 85.26
M. J.P FLANDROIS
UCBL1
04.78.86.31.50
Sec 04.78.86.31.52
Fax 04.78.86.31.49
M. J.M. JOLION
INSA DE LYON
87.59
Fax 80.97
M. A.J. COZZONE
UCBL1
04.72.72.26.72
Sec 04.72.72.26.75
Fax 04.72.72.26.01
M. J. JOSEPH
ECL
04.72.18.62.44
Sec 04.72.18.62.51
Fax 04.72.18.60.90
M. NICOLAS
UCBL1
04.72.44.83.11
Fax 04.72.43.00.35
M. J. BATAILLE
ECL
04.72.18.61.56
Sec 04.72.18.61.60
Fax 04.78.64.71.45
CORRESPONDANT
INSA
M. R. GOURDON
87.53
Sec 84.30
Fax 87.17
Mme M. ZIMMERMANN
84.71
Fax 87.96
M. S. GRENIER
79.88
Fax 85.34
M. M. LAGARDE
82.40
Fax 85.24
M. J.M. PELLETIER
83.18
Fax 84.29
M. J. POUSIN
88.36
Fax 85.29
M. G.DALMAZ
83.03
Fax 04.72.89.09.80
En grisé : Les Ecoles doctorales et DEA dont l’INSA est établissement principal
Chimie Inorganique
DEA INSA
n° code national
910643
Sciences et Stratégies Analytiques
910634
Sciences et Techniques du Déchet
910675
Villes et Sociétés
911218
Dimensions Cognitives et Modélisation
992678
Automatique Industrielle
910676
Dispositifs de l’Electronique Intégrée
910696
Génie Electrique de Lyon
910065
Images et Systèmes
992254
Analyse et Modélisation des Systèmes Biologiques
910509
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
Biochimie
930032
Génie des Matériaux : Microstructure, Comportement
Mécanique, Durabilité
910527
Matériaux Polymères et Composites
910607
Matière Condensée, Surfaces et Interfaces
910577
Analyse Numérique, Equations aux dérivées partielles
et Calcul Scientifique
910281
Acoustique
Génie Civil
Génie Mécanique
910016
992610
992111
Thermique et Energétique
910018
RESPONSABLE
DEA INSA
M. R. GOURDON
Tél 87.53 Fax 87.17
Mme M. ZIMMERMANN
Tél 84.71 Fax 87.96
M. L. FRECON
Tél 82.39 Fax 85.18
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
M. S. GRENIER
Tél 79.88 Fax 85.34
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
M. M. LAGARDE
Tél 82.40 Fax 85.24
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
M. G. BAYADA
Tél 83.12 Fax 85.29
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
1

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
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Thèse en Sciences et Techniques du Déchet / 2002
Institut National des Sciences Appliquées de Lyon
Ecole Doctorale de Chimie de Lyon (Chimie, Procédés, Environnement)
2

Professeurs de l’INSA de Lyon
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
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Professeurs de l’INSA de Lyon
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
PROST R. CREATIS**
Multimodales pour la Productique
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
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Ecole Doctorale de Chimie de Lyon (Chimie, Procédés, Environnement)
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Professeurs de l’INSA de Lyon
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
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Remerciements
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Institut National des Sciences Appliquées de Lyon
Ecole Doctorale de Chimie de Lyon (Chimie, Procédés, Environnement)

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.
Traitement des effluents gazeux sous hautes vitesses de gaz. Page
Cas de la colonne à gouttes transportées
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
Traitement des effluents gazeux sous hautes vitesses de gaz. Page
Cas de la colonne à gouttes transportées
8

Sommaire décembre 2002
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
3.A.4.3 Coefficients de transfert de matière côté gaz kGa et kG
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
Traitement des effluents gazeux sous hautes vitesses de gaz. Page
Cas de la colonne à gouttes transportées
64
64
9

Sommaire décembre 2002
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
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
Traitement des effluents gazeux sous hautes vitesses de gaz. Page 10
Cas de la colonne à gouttes transportées
78

Sommaire décembre 2002
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
Traitement des effluents gazeux sous hautes vitesses de gaz. Page 11
Cas de la colonne à gouttes transportées
118

Sommaire décembre 2002
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
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
Traitement des effluents gazeux sous hautes vitesses de gaz. Page 12
Cas de la colonne à gouttes transportées
124

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

Introduction Générale décembre 2002
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.
Traitement des effluents gazeux sous hautes vitesses de gaz Page
Cas de la colonne à gouttes transportées
14

Introduction Générale décembre 2002
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 gazliquide
avec ou sans réaction chimique et les outils nécessaires à la compréhension du
Traitement des effluents gazeux sous hautes vitesses de gaz Page
Cas de la colonne à gouttes transportées
15

Introduction Générale décembre 2002
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.
Traitement des effluents gazeux sous hautes vitesses de gaz Page
Cas de la colonne à gouttes transportées
16

Chapitre 1
Présentation de la colonne à gouttes
transportées
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)

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
h h h h
3
CL CL CL CL
Ecoulement turbulent
0,2 < UG < 1,35 m/s
Gouttes transportées
5,5 < UG < 13,5 m/s
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.
2
1
Transport pneumatique
UG > 13,5 m/s
Traitement des effluents gazeux sous hautes vitesses de gaz Page 17
Cas de la colonne à gouttes transportées

Chapitre 1 : Présentation de la colonne à gouttes transportées décembre 2002
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 :
Traitement des effluents gazeux sous hautes vitesses de gaz Page 18
Cas de la colonne à gouttes transportées

Chapitre 1 : Présentation de la colonne à gouttes transportées décembre 2002
H = 3 m
Séparateur gaz-liquide
Prises de pression
Dévésiculeur
0,15 m
GAZ TRAITE
- régulateur
Rotamètre
Figure 1-2 : Schéma de la colonne à gouttes transportées.
pH-régulateur
NaOH
Pompe
Plaque perforée
pot de
Bac de reprise
Diaphragmes
Distributeur de liquide
Bac de vidange
Trop plein
Eau de ville
Circuit d'eau
Circuit de gaz
Air
+ gaz acides
Traitement des effluents gazeux sous hautes vitesses de gaz Page 19
Cas de la colonne à gouttes transportées

Chapitre 1 : Présentation de la colonne à gouttes transportées décembre 2002
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 m 3 /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.
Traitement des effluents gazeux sous hautes vitesses de gaz Page 20
Cas de la colonne à gouttes transportées

Chapitre 1 : Présentation de la colonne à gouttes transportées décembre 2002
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 m 3 /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
Traitement des effluents gazeux sous hautes vitesses de gaz Page 21
Cas de la colonne à gouttes transportées

Chapitre 1 : Présentation de la colonne à gouttes transportées décembre 2002
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.
L'
1.A
f
Sortie de l’air traité
D ''
D '
D
a
Retour de l'eau vers
le bac de reprise
Figure 1-3 : Schéma du séparateur gaz-liquide.
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
La hauteur totale du séparateur gaz-liquide de la colonne à gouttes transportées est de
1500 mm. Un convergent a été rajouté après ce séparateur afin de réduire les turbulences au
niveau du changement de section.
e
b
d
1.A.2.
Retour de l'eau vers
le
bac de reprise
Traitement des effluents gazeux sous hautes vitesses de gaz Page 22
Cas de la colonne à gouttes transportées

Chapitre 1 : Présentation de la colonne à gouttes transportées décembre 2002
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 :
Paroi de la colonne
Torion
Vers le tableau de
mesure
Capillaire
Figure 1-4 : Schéma d’une prise de pression.
Surpression de
référence
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
Traitement des effluents gazeux sous hautes vitesses de gaz Page 23
Cas de la colonne à gouttes transportées

Chapitre 1 : Présentation de la colonne à gouttes transportées décembre 2002
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).
Séparateur gaz-liquide
Colonne
Remise du gaz à l’atmosphère
Gaz
11
10
9
8
7
6
5
4
3
2
1
Prise de pression
Figure 1-5 : Liaison des prises de pression.
Atmosphère
Air comprimé
Référence
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.
Traitement des effluents gazeux sous hautes vitesses de gaz Page 24
Cas de la colonne à gouttes transportées
Préf

Chapitre 2
Etude hydrodynamique
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)

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 m 3 /h et G = 700 m 3 /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.
Traitement des effluents gazeux sous hautes vitesses de gaz. Page 25
Cas de la colonne à gouttes transportées

Chapitre 2 : Etude hydrodynamique décembre 2002
P (mmCE)
250
225
200
175
150
125
100
75
50
25
0
Pertes de charge de la plaque de distribution
Pertes de charge du séparateur G/L
-0,2 0,8 1,8 2,8 3,8 4,8
hauteur (m)
Pertes de charge de la
colonne PVC
Figure 2-1 : Profil de pression dans la colonne à gouttes transportées pour L = 1,2 m 3 /h et G = 700 m 3 /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.
Delta P (mmCE)
300
250
200
150
100
50
0
L=0 m3/h
L=0,4 m3/h
L=0,8 m3/h
L=1,2m3/h
620 640 660 680 700 720 740 760 780
G (m 3 /h)
Figure 2-2 : Evolution des pertes de charge de l’installation en fonction du débit de gaz et du débit de
liquide.
Traitement des effluents gazeux sous hautes vitesses de gaz. Page 26
Cas de la colonne à gouttes transportées

Chapitre 2 : Etude hydrodynamique décembre 2002
séparateur gaz-liquide. Pour des débits de liquide compris entre 0,4 m 3 Les essais réalisés sur la colonne à gouttes transportées, montrent qu’en absence de liquide
(L = 0 m
/h et
nce de liquide semble atténuer l’influence du débit de gaz.
3 /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 du
1,2 m 3 /h, le débit de gaz a moins d’influence sur l’augmentation des pertes de charge au
niveau de l’installation. La prése
De
ulvérisé
dans la colonne passe de 0 à 1,2 m 3 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
/h.
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 m
, l’augmentation du débit de liquide entraîne une augmentation de la
ch
3 /h.
A débit
de gaz fixe
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 :
∆P
= 7,
74
L
0, 25 0,
51
G
(2.1)
Cette corrélation a été établie pour des débits de liquide allant de 0,4 m 3 /h à 1,2 m 3 /h et des
débits de gaz compris entre 636 m 3 /h et 732 m 3 /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 150
mm CE.
Cette
valeur est inférieure à celle mesurée lors de notre étude (245 mm CE). L’écart entre ces
deux valeurs est principalement attribué au nouveau séparateur gaz-liquide PROCEDAIR qui
a été récemment installé sur la colonne à gouttes transportées pour améliorer ces
performances de
traitement des fumées. Même si ce dernier engendre une grande perte de
charge, ce séparateur a une efficacité très importante car aucune goutte acide ne peut
s’échapper à l’atmosphère.
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 cor
maximaux de fonctionnement L = 1,4 m 3 /h et G = 768 m 3 respond à une valeur de 2,4 kPa aux débits
/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).
Traitement des effluents gazeux sous hautes vitesses de gaz. Page 27
Cas de la colonne à gouttes transportées

Chapitre 2 : Etude hydrodynamique décembre 2002
2.3 Détermination de la rétention liquide dans l’installation
2.3.1 Détermination
de la rétention liquide partielle (εLP)
La mesure des pressions le long de la colonne à gouttes transportées permet d’accéder
à la rétention liquide partielle (εLP) qui est le rapport entre le volume liquide VL et le volume
total
de la suspension (VS) entre deux prises de pression, tel que :
V
ε =
(2.2)
L
LP
VS
Expérimentalement,
la rétention liquide partielle peut être évaluée par la méthode
m anométrique. Si on considère une tranche de la suspension de hauteur ∆h
, à l’intérieur de la
colonne
à gouttes transportées, la rétention liquide partielle peut être déterminée de la manière
suivante
:
Z
∆h
U
G UL
P1
P2
Figure 2-3 : dispositif de mesure des pressions pour la détermination de la rétention liquide partielle.
L’application de l’équation de Bernoulli en négligeant les forces de frottement et en
considérant la vitesse dans la suspension
constante entre les deux prises consécutives 1 et 2,
nous permet d’écrire :
P – P = ρ g∆ h
(2.3)
2 1 S
ρS est la masse volumique donnée par l’expression suivante :
Mais comme
ρG est négligeable devant ρL, l’équation précédente peut se simplifier sous la
forme :
Préf
ρS = εLP ρL + (1-εLP) ρG (2.4)
ρS = εLP ρL (2.5)
Traitement des effluents gazeux sous hautes vitesses de gaz. Page 28
Cas de la colonne à gouttes transportées
Z1
Z2
Z

Chapitre 2 : Etude hydrodynamique décembre 2002
Sachant que la pression en 1 s’écrit :
et que la pression en 2 s’écrit :
d’où
ainsi
P1 + ρL g (Z1 – Z) = Préf (2.6)
P + ρ g (Z – Z) = P
2 L 2 réf (2.7)
P2 – P1 = εLP ρL g∆ h=
ρL g (Z1 – Z2) = ρL g∆ Z
(2.8)
∆Z
ε LP =
(2.9)
∆h
La lecture des niveaux sur les manomètres à eau va nous permettre de mesurer la différence
de pression entre deux prises consécutives. Connaissant
la hauteur entre ces deux prises de
pression,
il sera facile de déterminer la rétention liquide partielle.
La
rétention liquide partielle a été mesurée pour différents points de fonctionnement de la
colonne
à gouttes transportées pour étudier l’influence du débit de liquide et du débit de gaz
sur
cette propriété, figures 2-4 et 2-5.
rétention liquide
parti elle ( %)
14
12
10
8
6
4
2
0
émulsion
vésiculage
L = 0,6 m3/h
L = 0,8 m3/h
L = 1,0 m3/h
L = 1,2 m3/h
entraînement
0 0,5 1 1,5 2 2,5 3 3,5
hauteur (m)
Figure 2-4 : Evolution de la rétention liquide partielle en fonction du débit de liquide à G = 763 m /h.
Traitement des effluents gazeux sous hautes vitesses de gaz. Page 29
Cas de la colonne à gouttes transportées
3

Chapitre 2 : Etude hydrodynamique décembre 2002
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 m 3 /h, montre que la rétention εLP augmente avec le
débit de liquide en circulation dans la colonne et elle permet également de distinguer
les trois
zones
d’écoulement du régime de gouttes transportées citées par Botton et coll. (1980) et
(1 997).
Nous remarquons que la zone d’émulsion où la rétention liquide partielle est élevée,
occupe
presque un tiers de la colonne, la zone de vésiculage où la rétention εLP diminue
occupe
le deuxième tiers de la colonne et la zone d’entraînement caractérisée par une
rétention
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 m 3 /h et 732 m 3 /h tout en maintenant le débit de liquide constant (L = 0,8 m 3 L
débit de gaz. Ces valeurs de
6
/h).
Rétention liquide
partielle
(%)
12
10
8
6
4
2
0
émulsion
vésiculage
G = 636 m3/h
G = 700 m3/h
G = 763 m3/h
entraînement
0 0,5 1 1,5 2 2,5 3 3,5
hauteur (m)
igure 2-5 : Evolution de la rétention liquide partielle en fonction du débit de gaz pour L = 0,8 m 3 F
/h.
A débit de liquide fixe, l’influence du débit de gaz sur la rétention
liquide partielle est
moins évidente.
En effet, la figure précédente montre que la rétention liquide diminue lorsque
le débit de gaz augmente de 636 m
Comme pour l’étude de la variation de la rétention liquide partielle en fonction du débit de
3 /h à 700 m 3 /h puis elle augmente à nouveau quand le débit
de gaz s’élève à 763 m 3 /h.
liquide, on distingue les trois zones d’écoulement : émulsion, vésiculage et entraînement.
Traitement des effluents gazeux sous hautes vitesses de gaz. Page 30
Cas de la colonne à gouttes transportées

Chapitre 2 : Etude hydrodynamique décembre 2002
2.3.2
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
volumétrique :
V
transportées a été déterminée par la méthode
L
ε L =
(2.10)
VL
+ VG
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 colonne
et un instant final où le régime de
gouttes transportées est établi. Ces mesures sont réalisées en tenant compte du volume
d’eau
dans
les tuyauteries et en présence d’air saturé pour éviter toute évaporation parasite qui
pourrait
modifier le volume initial de l’eau.
la
Le volume de la suspension gaz-liquide (VL+VG) n’est autre que le volume géométrique de
colonne qui est donné par :
VL G
+ V = Ω H
(2.11)
Les
valeurs de la rétention liquide ont été estimées pour différents points de fonctionnement,
les
résultats obtenus sont présentés sur la figure 2-6 :
rétention liquide
totale
(%)
20
18
16
14
12
10
8
6
4
2
0
620 640 660 680 700 720 740 760 780
G (m 3 /h)
L= 0,6 m3/h
L= 0,8 m3/h
L= 1,0 m3/h
L= 1,2 m3/h
Figure 2-6 : Evolution de la rétention liquide de la colonne à gouttes transportées en fonction du débit de
gaz et
du débit de liquide.
Traitement des effluents gazeux sous hautes vitesses de gaz. Page 31
Cas de la colonne à gouttes transportées

Chapitre 2 : Etude hydrodynamique décembre 2002
De cette dernière figure, on observe que la rétention liquide totale dans la colonne à gouttes
transportées est
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.
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
de
la rétention
liquide. Cependant, à partir des résultats expérimentaux, on remarque que
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.
La rétention liquide totale a été corrélée en fonction
du débit de gaz et du débit de liquide
comme suit :
0,
5 0,
5
ε L = 0,
53 L G
(2.12)
En
utilisant cette corrélation la rétention liquide peut être estimée à plus ou moins 5% pour un
3 3 3
débit 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 m 3 /h.
La rétention liquide totale a été également déterminée par la méthode manométrique selon la
relation
suivante :
ε
L
H
∫ ε =
0
(2.13)
La
rétention liquide calculée par cette méthode présente, en fonction du débit de gaz et du
débit de liquide, la même allure que la rétention liquide déterminée par méthode
volumétrique. Cependant, l’écart entre les deux méthodes est de 25%.
Dans l’ensemble, la rétention liquide totale de la
colonne à gouttes transportées varie entre
9 % et 15 %. Cette rétention liquide faible est proche de celle des colonnes classiques à
pulvérisation (2 % – 20 %) qui sont conçues pour traiter de forts débits de gaz et qui
conviennent 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 :
LP
( h)
2.4 Détermination de la puissance consommée
dh
E ∆P
= U G (2.14)
V ∆H
où UG est la vitesse du gaz, ∆P les pertes de charge et ∆ H la hauteur de la colonne et du
séparateur.
Traitement des effluents gazeux sous hautes vitesses de gaz. Page 32
Cas de la colonne à gouttes transportées

Chapitre 2 : Etude hydrodynamique décembre 2002
Outre
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.
E/V ( kW/m
3 )
8
7
6
5
4
3
2
1
0
620 640 660 680 700 720 740 760 780
G (m 3 /h)
L=0,4 m3/h
L=0,8 m3/h
L=1,2 m3/h
Figure 2-7 : Evolution de la puissance consommée au niveau de l’installation en fonction du débit de gaz
et
du
débit de liquide.
re que l’énergie consommée pour le fonctionnement de l’installation
arie de 3,6 à 6,7 kW/m 3 L’étude réalisée mont
v
. Cette énergie est une fonction croissante du débit de gaz et du débit
de liquide comme l’indique la corrélation suivante :
E −
V
4 0,
3 1,
5
= 3.
10 L G à + 5 % (2.15)
Pour un rapport L/G compris entre 0,8 et 1,9 l/m 3 , la consommation énergétique maximale
e la colonne à gouttes transportées par volume de réacteur s’élève à 6,7 kW/m 3 . Cette
re de grandeur que celle (0,9 à 9 kW/m 3 d
énergie de fonctionnement est du même ord
)
généralement rencontrée pour les laveurs de gaz
utilisés actuellement dans l’industrie.
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.
Traitement des effluents gazeux sous hautes vitesses de gaz. Page 33
Cas de la colonne à gouttes transportées

Chapitre 2 : Etude hydrodynamique décembre 2002
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
mélange et de mise en contact dans les réacteurs sont nécessaires pour comprendre les
phénomènes de transfert de matière mis en œuvre. La méthode qui permet d’aboutir, par une
approche 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
Le concept de la distribution des temps
de séjour proposé par Danckwerts (1953)
permet une description plus globale de l’écoulement en définissant des paramètres et des
fonctions de distribution aisément accessibles par l’expérience. D’après
Villermaux (1993), la
notion de distribution des temps de séjour
est pour beaucoup un concept uniquement
applicable aux réacteurs chimiques. Mais en fait le terme
“réacteur” doit être pris dans un sens
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 les phénomènes physiques en milieu polyphasique, il est nécessaire
d’introduire la notion de “ réacteur idéal”, qui fait appel à deux types d’écoulements simples
dans les réacteurs en régime permanent
:
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 Parfaitement
Agité (ROPA) dans lequel les
molécules entrantes sont immédiatement
dispersées et les temps de séjour sont à priori
quelconques.
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 avec dispersion axiale,
♦ Le REP et le ROPA en série ou en parallèle.
Traitement des effluents gazeux sous hautes vitesses de gaz. Page 34
Cas de la colonne à gouttes transportées

Chapitre 2 : Etude hydrodynamique décembre 2002
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 souvent liées à cette distribution des
temps
de séjour.
La
méthode de la DTS s’applique aux systèmes qui répondent aux hypothèses restrictives
suivantes,
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
aléatoires macroscopiques comme des basculements de filets,
des créations de tourbillons du
moins
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 fait
uniquement par
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
et
les écoulements sont de type piston.
Dans le cas de ces systèmes, nous pouvons définir plusieurs fonctions
de distribution des
temps de séjour. Ces fonctions sont développées dans le paragraphe qui suit.
2.5.2.1 Fonctions de Distribution des Temps de Séjour
Dans le cas d’un écoulement en régime
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 importante
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)
t t+dt
Figure 2-8 : Distribution des temps de séjour.
t
E(t) peut être assimilée à la densité
de probabilité du temps de séjour t
dans le débit de sortie.
Les conditions de normation
impliquent que :
∞
∫
0
E ( t)
dt = 1
(2.16)
Traitement des effluents gazeux sous hautes vitesses de gaz. Page 35
Cas de la colonne à gouttes transportées

Chapitre 2 : Etude hydrodynamique décembre 2002
La fraction de fluide ayant séjourné plus longtemps que ts dans le réacteur, est donnée par :
∞
∫
t
s
E( t)
dt
( 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 :
t
s
∫
F ( t ) = E(
t)
dt
(2.18)
s
0
Le
temps de passage (τ) à travers le réacteur, est défini comme étant le rapport entre le
v olume 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)
t
où θ = représente le temps réduit.
τ
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 :
µ
n
=
∞
∫
0
t
n
E(
t)
dt
Le moment d’ordre 1 représente le temps de séjour moyen des molécules dans le réacteur :
t
sm
=
∞
∫
0
tE(
t)
dt
(2.20)
(2.21)
A l’aide du temps de séjour moyen, nous
pouvons exprimer le moment centré comme étant :
µ
'
n
=
∞
n
∫ ( t − t sm ) E(
t)
dt
0
(2.22)
Le moment centré d’ordre 2 est la variance de la distribution des temps de séjour qui
caractérise son étalement autour de la moyenne.
2.5.2.2 Détermination expérimentale des fonctions de distribution
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 ne
modifiant pas ses caractéristiques
hydrodynamiques, mais décelables par une propriété
physique caractéristique telle que
radioactivité, conductibilité électrique ou thermique, ou spectre d’absorption, etc.
La méthode expérimentale consiste alors à appliquer à l’aide du traceur un signal à l’entrée
du système sans perturber l’écoulement et à observer la réponse à la sortie du système.
Traitement des effluents gazeux sous hautes vitesses de gaz. Page 36
Cas de la colonne à gouttes transportées

Chapitre 2 : Etude hydrodynamique décembre 2002
Les signaux injectés dans le système
peuvent théoriquement être de type quelconque ;
cependant 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 échelon ou
impulsion.
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 réponse
indicielle du système pour ce type d’injection est donnée par l’expression suivante :
b\ Réponse à une injection impulsion :
Cs
( t)
F ( t)
=
C
0
(2.23)
Le mode impulsion consiste à injecter, à l’entrée du réacteur, une quantité donnée de
traceur (n0 moles) pendant un temps très court. Cette injection peut être représentée
mathématiquement par l’impulsion de
Dirac. La réponse impulsionnelle du système est liée à
la distribution des temps de séjour E(t) comme suit :
Cs
( t)
τ E ( t)
=
C
où Cs(t) représente la concentration du traceur mesurée dans le flux de sortie,
n 0
et C0
= la concentration qu’aurait le traceur uniformément réparti dans le volume V.
V
2.5.2.3 Distribution des temps de séjour
dans les divers types de réacteurs
a\ Réacteur à Ecoulement Piston
0
(2.24)
Un réacteur à écoulement piston se comporte comme un retard pur. Tous les signaux
entrant
sont donc transmis sans déformation et se retrouvent à la sortie au bout d’un temps
t = τ. Toutes les molécules
ont le même temps de séjour (tsm = τ = Vr/Q).
Dans
le cas d’une injection impulsion, la DTS est un pic étroit situé au temps τ telle que :
b\
Réacteur Parfaitement Agité
E( t)
= δ(
t − τ)
(2.25)
Considérons le cas d’une injection impulsion, la concentration monte instantanément à
C0,
puis évolue suivant l’équation :
Traitement des effluents gazeux sous hautes vitesses de gaz. Page 37
Cas de la colonne à gouttes transportées

Chapitre 2 : Etude hydrodynamique décembre 2002
dC
s
Vr s
dt
+ QC = 0
(2.26)
L’intégration
de cette dernière équation est immédiate et aboutit à l’expression suivante :
D’où
l’expression suivante pour la DTS :
c\ Réacteur réel
C
C
s
0
E ( t)
⎛ t ⎞
= exp⎜−
⎟
⎝ τ ⎠
1
=
τ
tsm =
⎛ t ⎞
exp⎜−
⎟
⎝ τ ⎠
(2.27)
(2.28)
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.
E(t)
0
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
différences sont minimes, le système réel pourra être assimilé à un des modèles idéaux. Dans
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.
τ
Réacteur piston
Réacteur réel
Figure 2-9 : Distribution des temps de séjour.
Réacteur parfaitement agité
Traitement des effluents gazeux sous hautes vitesses de gaz. Page 38
Cas de la colonne à gouttes transportées
t

Chapitre 2 : Etude hydrodynamique décembre 2002
2.5.2.4 Interprétation hydrodynamique des mesure s de DTS. Diagnostics de
mauvais fonctionnement
La technique de la distribution des temps de séjour (DTS), au moyen d’un traceur,
constitue un moyen
de diagnostic pour connaître la structure d’un écoulement dans les
systèmes 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 :
C(
t)
E(
t)
=
(2.29)
∞
∫
C(
t)
dt
Nous pouvons également en déduire le temps de passage moyen comme suit :
0
∞
∫
0
∞
t =
(2.30)
sm
∫
0
tC(
t)
dt
C(
t)
dt
Tandis que le temps de passage des molécules dans le réacteur est donné par l’expression :
V r
τ =
(2.31)
Q
Lorsqu’on compare le temps de séjour moyen avec le temps de passage, plusieurs cas peuvent
se présenter :
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 volume
réactionnel inaccessible au
fluide
:
Vr = Va + Vm
(2.32)
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) :
V
β =
V
m
r
t
= 1−
τ
sm
(2.33)
Si tsm > τ ceci peut signifier qu’il existe un court circuit,
et que le pic initial correspondant au
débit
de court-circuit a pu échapper à l’enregistrement.
Il faut alors refaire l’injection en
portant
son attention sur les tous premiers instants de la réponse. S’il s’agit d’une injection
Traitement des effluents gazeux sous hautes vitesses de gaz. Page 39
Cas de la colonne à gouttes transportées

Chapitre 2 : Etude hydrodynamique décembre 2002
impulsion, 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, Levenspiel
(1963) :
α = 1−
τ
t sm
(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 fluides
au sein de réacteurs réels. La
DTS constitue également un outil de diagnostic très précieux qui donne accès à des
paramètres difficiles à mesurer par des
méthodes directes.
2.5.2.5 Modélisation des écoulements de fluide
Ayant obtenu par la méthode des traceurs une courbe expérimentale de DTS, on se
propose de représenter le réacteur réel par un modèle hydrodynamique simple, utilisable
commodément par la suite pour prédire la conversion et pour servir de base à l’extrapolation
du réacteur. Les deux modèles les plus
préconisés sont le modèle piston avec dispersion axiale
et
le modèle de la cascade de réacteurs ouverts parfaitement agités.
a\ Le modèle piston avec dispersion axiale
Ce modèle repose sur la superposition d’un écoulement piston convectif de vitesse u et
d’une dispersion axiale obéissant formellement à la loi de
Fick. Le flux unitaire axial est
donné par :
∂c
φ = u axc
− Dax
(2.35)
∂z
où uax est la
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 moléculaire, en régime laminaire,
♦ La diffusion turbulente, en régime turbulent.
En régime turbulent, le critère de la dispersion axiale est caractérisé par le nombre de Péclet :
Où H est la hauteur de la colonne.
u axH
Pe = (2.36)
D
ax
Traitement des effluents gazeux sous hautes vitesses de gaz. Page 40
Cas de la colonne à gouttes transportées

Chapitre 2 : Etude hydrodynamique décembre 2002
Pour
une injection de type impulsion, le bilan sur le traceur s’écrit :
∂c
= D
∂t
ax
∂²
c
− u
∂z²
ax
∂c
∂z
(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 :
E(
t)
1
2
1 ⎛ Pe ⎞ ⎛ Pe −
= ⎜ ⎟ ⎜
⎜ ⎟
exp
⎜
−
⎝ πτ ⎠ ⎝ τt
4
2 t
2 ( τ t)
⎞
⎟
⎠
(2.38)
En coordonnées réduites, où θ = t/τ, la fonction DTS dépend d’un seul paramètre Pe et
s’écrit :
1 ⎛ Pe ⎞
E(
θ)
= ⎜ ⎟
2 ⎝ πθ ⎠
1
2
⎛ Pe
exp⎜
⎜
−
⎝ 4θ
2 ( 1−
θ)
⎞
⎟
⎠
(2.39)
Pour les autres types de conditions aux limites, la résolution
mathématique est plus fastidieuse
et ne peut se faire que par des méthodes numériques.
b\ Le modèle de la cascade de réacteurs ouverts
parfaitement agités
L’écoulement d’un fluide dans un réacteur réel
de volume Vr peut être assimilé à celui
d’une cascade de N réacteurs identiques parfaitement
agités. Ce modèle présente une solution
unique car il n’y a pas de multiplicité des conditions aux limites.
C0
Q
C1 C2 Ck-1 Ck CN-1 CN
1 2 k N
Figure 2-10 : Modèle des réacteurs ouverts parfaitement agités.
Le temps de passage de ces réacteurs est donné comme suit :
1
τ τ τ τ
N (2.40)
τ1 = 2 = …. k = ….= N =
avec
V r
τ =
(2.41)
Q
Traitement des effluents gazeux sous hautes vitesses de gaz. Page 41
Cas de la colonne à gouttes transportées
Q

Chapitre 2 : Etude hydrodynamique décembre 2002
Le bilan dans un réacteur de rang k de la cascade s’écrit :
Ce qui correspond à la fonction de transfert :
Vr
dc k
Qc k − 1 = Qc k +
(2.42)
N dt
g(
s)
=
c
k
c k−1
La fonction de transfert globale pour toute la cascade est :
G(
s)
−1
⎛ τs
⎞
= ⎜1+
⎟
(2.43)
⎝ N ⎠
−N
⎛ τs
⎞
= ⎜1+
⎟
(2.44)
⎝ N ⎠
La transformée inverse de G(s) dans le domaine des temps correspond à la fonction de
distribution
des temps de séjour :
N
N−1
⎛ N ⎞ t ⎛ Nt ⎞
E ( t)
= ⎜ ⎟ exp⎜−
⎟
(2.45)
⎝ τ ⎠ ( N −1)!
⎝ τ ⎠
En coordonnées réduites, où θ = t/τ, la fonction DTS dépend d’un seul paramètre N et s’écrit :
N(
Nθ)
E(
θ)
=
( N − 1)!
N−1
exp
( − Nθ)
(2.46)
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
DTS,
N = 1 correspond au réacteur parfaitement agité unique et lorsque N → ∞ on se
rapproche 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 déterminée
à l’aide d’une
injection 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 potassium
(KCl) en
raison
de sa simplicité d’emploi et de facilité de détection à l’aide d’un simple conductimètre.
Pour effectuer les essais de DTS, il est nécessaire d’apporter
quelques modifications au
dispositif expérimental :
Traitement des effluents gazeux sous hautes vitesses de gaz. Page 42
Cas de la colonne à gouttes transportées

Chapitre 2 : Etude hydrodynamique décembre 2002
♦ La colonne à gouttes transportées doit fonctionner en circuit ouvert côté liquide.
♦ Une électrovanne normalement fermée NF est installée sur le circu it liquide
à l’entrée
(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
ouvre l’électrovanne et libère ainsi la quantité de traceur contenu dans le réservoir.
♦ Après le séparateur, on installe un raccord en T qui assure deux sorties, l’une renvoie
l’ eau à l’égout et la seconde alimente un bécher spécialement conçu pour effectuer de manière
continue la mesure de la conductivité à l’aide d’un conductimètre XE130-Radiometer
(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
suffisamment grand pour discrétiser correctement les courbes.
La courbe d’étalonnage (Annexe 2) nous permet d’obtenir la concentration de la solution
de
KCl
à partir de la conductivité mesurée. Cette courbe est établie à partir de plusieurs solutions
étalons préparées avec l’eau du réseau urbain (conformément aux conditions de
fonctionnement de la colonne) et du KCl à différentes concentrations.
A partir 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 relation
suivante :
t sm
∫ tC KCl ( t)
dt
= ∞
∫ C KCl ( t)
dt
0
∞
0
(2.47)
Déterminer tsm revient à calculer le rapport des aires sous
les courbes CKCl(t) et tCKCl(t). Pour
cela, nous
avons employé la méthode des trapèzes.
La détermination de la fonction Eexp(t) se fait en utilisant la formule :
CKCl
( t)
E ( t)
=
(2.48)
exp
∞
∫
0
C
KCl
( t)
dt
Les courbes Eexp(t) ainsi obtenues seront comparées avec celles des deux modèles de
l’ écoulement des fluides, le réacteur piston avec dispersion axiale et la cascade de réacteurs
ouverts
parfaitement agités, données respectivement par les équations (2.38) et (2.45).
Traitement des effluents gazeux sous hautes vitesses de gaz. Page 43
Cas de la colonne à gouttes transportées

Chapitre 2 : Etude hydrodynamique décembre 2002
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 m 3 /h
Débit de liquide 0,6 – 1,2 m 3 /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 m 3 /h et
G =768 m 3 /h.
Conduc
tivité (mS/cm)
3,0
2,5
2,0
1,5
1,0
0,5
0,0
0 40 80 120 160
200
temps (s)
Figure 2-11 : Variation de la conductivité en fonction du temps pour L = 1,2 m /h et G = 768 m 3 /h.
Nous avons établi un programme d’ acquisition
de données
en FORTRAN où les
courbes de variation de la conductivité en fonction du temps sont d’abord converties en
courbes de concentration à l’aide de la courbe d’étalonnage du conductimètre. Puis on
détermine pour chaque essai le temps
de séjour moyen dans la colonne et la courbe de DTS
Traitement des effluents gazeux sous hautes vitesses de gaz. Page 44
Cas de la colonne à gouttes transportées
3

Chapitre 2 : Etude hydrodynamique décembre 2002
expérimentale Eexp(t) respectivement par les relations (2.47) et (2.48). La courbe de DTS pour
G = 768 m 3 /h et L = 1,2 m 3 /h est donnée par la figure ci-dessous :
Eexp(s -1 )
0,030
0,025
0,020
0,015
0,010
0,005
0,000
0 40 80 120 160 200
temps (s)
Figure 2-12 : DTS pour L = 1,2 m 3 /h et G = 768 m 3 /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
d’un réacteur ouvert parfaitement agité. En effet, le réacteur piston avec dispersion n’est pas
représentatif de l’écoulement dans la colonne à gouttes transportées.
L = 0,6 m 3 /h L = 0,8 m 3 /h L = 1,0 m 3 /h L = 1,2 m 3 /h
G = 636 m 3 /h 1 2 1 1
G = 700 m 3 /h 1 1 1 2
G = 763 m 3 /h 1 1 2 1
Tableau 2-2 : Nombre de réacteurs parfaitement agités (N) de la cascade pour les différents points de
fonctionnement
étudiés.
exp th
arfaitement agités, N variant de 1 à 5 pour les points de fonctionnement
= 763 m 3 /h, L = 1,2 m 3 /h) et (G = 700 m 3 /h, L = 0,6 m 3 Les figures 2-13 et 2-14 illustrent, à titre d’exemple, la comparaison entre les courbes
expérimentales
E (t) et les courbes théoriques E (t) pour une cascade de N réacteurs
p
(G
/h) respectivement.
Traitement des effluents gazeux sous hautes vitesses de gaz. Page 45
Cas de la colonne à gouttes transportées

Chapitre 2 : Etude hydrodynamique décembre 2002
E(t) en s -1
0,035
0,030
0,025
0,020
0,015
0,010
0,005
0,000
0 40 80 120 160 200
temps (s)
Figure 2-13 : Comparaison de la DTS e
parfaitement agités pour L = 1,2 m 3
xpérimentale avec le modèle de la cascade de réacteurs
/h et G = 763 m
E(t) en s -1
0,030
0,020
0,015
0,010
3 /h.
N=1
N=2
N=3
N=4
N=5
Eexp
0,025 N=1
0,005
N=2
N=3
N=4
N=5
Eexp
0,000
0 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 m 3 /h et G = 700 m 3 /h.
Traitement des effluents gazeux sous hautes vitesses de gaz. Page 46
Cas de la colonne à gouttes transportées

Chapitre 2 : Etude hydrodynamique décembre 2002
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 m 3 /h, L = 1,2 m 3 /h) et le point
= 700 m 3 /h, L = 0,6 m 3 Pour estimer les écarts ∆E, entre les courbes de DTS expérimentales et les courbes
théoriques d’un réacteur ouvert parfaitement agit
e
de fonctionnement choisi, cet écart ne dépasse pas les 10 %.
Les écarts ∆E calcu
(G
/h) sont donnés par les figures 2-15 et 2-16 ci-dessous.
Ethéo (s -1
)
0,035
0,030
0,025
0,020
0,015
0,010
0,005
0,000
0,000 0,005 0,010 0,015 0,020 0,025 0,030
+5%
Eexp (s -1 )
Figure 2-15 : Ecart entre les courbes E théorique et E expérimentale pour L = 1,2 m 3 /h et G = 763 m 3 /h.
héo (s -1 Et )
0,035
0,030
0,025
0,020
0,015
0,010
0,005
0,000
0,000 0,005 0,010 0,015 0,020 0,025 0,030
Eexp (s -1 )
Figure 2-16 : Ecart entre les courbes E théorique et E expérimentale pour L = 1,2 m 3 /h et G = 700 m 3 /h.
Traitement des effluents gazeux sous hautes vitesses de gaz. Page 47
Cas de la colonne à gouttes transportées
+8%
-8%
-5%

Chapitre 2 : Etude hydrodynamique décembre 2002
Dans le domaine de fonctionnement choisi, nous avons comparé le temps de passage
du
liquide τL avec le temps de séjour moyen tsm. Pour déterminer le temps de passage, nous
avons
employé l’expression suivante :
V L
L
L
= τ (2.49)
Tandis
que le temps de séjour moyen a été calculé à partir des courbes expérimentales de DTS
par
la formule (2.33). Le tableau 2-3 présente quelques résultats obtenus :
G (m 3 /h) L (m 3 /h) τL (s) tsm (s) α
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 séjour
moyen (tsm)
et le temps de passage du liquide dans la colonne (τL)
sont très proches. Cependant
le temps
de séjour moyen est légèrement supérieur au temps de passage, ceci traduit la présence d’un
court-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 un
court-circuit, une partie α du débit de liquide entrant court-circuite le réacteur et sort quasi
immédiatement. Le reste du débit subit une agitation parfaite. Toutefois, la fraction α du débit
de 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 maîtriser
correctement le fonctionnement de la colonne à gouttes transportées.
Nous avons tout d’abord déterminé les pertes de charge, la rétention liquide et l’énergie
consommée au niveau de l’installation. Ces grandeurs ont été corrélées en fonction du débit
de 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.
Traitement des effluents gazeux sous hautes vitesses de gaz. Page 48
Cas de la colonne à gouttes transportées

Chapitre 2 : Etude hydrodynamique décembre 2002
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.
L’évaluation
de la DTS par traçage au chlorure de potassium a permis de déterminer la nature
de l’écoulement du liquide qui s’apparente à celui
d’un réacteur parfaitement agité ayant une
fraction de court-circuit qui
ne dépasse pas les 35 %. Cet écoulement est peu influencé par le
débit
des fluides traversant la colonne.
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
de
l’écoulement du gaz a pu être vérifiée lors de l’étude du traitement des effluents gazeux du
chapitre
4.
Traitement des effluents gazeux sous hautes vitesses de gaz. Page 49
Cas de la colonne à gouttes transportées

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

Chapitre 3 : Détermination des paramètres de transfert de matière
gaz-liquide de la colonne à gouttes transportées décembre 2002
3 Détermination des paramètres de transfert de matière
gaz-liquide de la colonne à gouttes transportées
INTRODUCTION
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 kLa
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 chapitre
concerne la détermination de ces
paramètres dans la colonne à gouttes transportées.
Dans la première partie de ce chapitre, nous présentons les principaux modèles de transfert
de matière établis pour l’absorption gaz-liquide avec ou sans réaction chimique. Nous
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
aux
caractéristiques physico-chimiques des phases gaz et liquide et aux conditions
hydrodynamiques
de leurs écoulements. Sont présentées dans ce chapitre, les valeurs de a,
kGa et kLa des réacteurs gaz-liquide couramment rencontrées en génie des procédés et une
synthèse bibliographique des principaux travaux concernant la détermination des paramètres
de transfert de matière dans les colonnes à pulvérisation classiques dont le principe de
fonctionnement se rapproche de celui de la colonne à gouttes transportées.
Dans la seconde partie de ce chapitre, nous déterminons expérimentalement l’aire interfaciale,
le coefficient volumétrique de transfert de matière
côté liquide et le coefficient volumétrique
de 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
ordre, le coefficient kLa est déterminé par une méthode d’absorption sans réaction chimique
tandis que le kGa est mesuré
à l’aide d’une absorption avec une réaction chimique en régime
instantané.
Des corrélations ont été proposées pour relier ces grandeurs aux débits des fluides circulant
dans la colonne à gouttes transportées.
Traitement des effluents gazeux sous hautes vitesses de gaz. Page 50
Cas de la colonne à gouttes transportées

Partie A
Aspects théoriques du transfert de
matière
gaz-liquide
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)

Chapitre 3 : Détermination des paramètres de transfert de matière
gaz-liquide de la colonne à gouttes transportées décembre 2002
3.A Aspects
théoriques du transfert de matière gaz-liquide
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 éventuellement
réagir avec la phase liquide. Le flux de transfert de
matière dû à un mécanisme de transport par diffusion moléculaire
de ce soluté gaz vers une
phase liquide, est donné par la loi de Fick comme suit :
ϕ = −D
grad C
(3.A.1)
→
A
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.
Pour
caractériser le transfert de matière dans une phase, un coefficient partiel ou local de
transfert
de transfert de matière kL en phase liquide et kG en phase gazeuse ont été définis. Ces
coefficients représentent le rapport entre le flux d’absorption
et une force motrice
caractéristique
qui peut être, selon la phase un gradient de concentration ou de pression.
k
L
Ai
Traitement des effluents gazeux sous hautes vitesses de gaz. Page 51
Cas de la colonne à gouttes transportées
A0
A
ϕ
= (3.A.2)
C − C
où CA0 et CAi sont les concentrations du soluté A respectivement dans le liquide et à
l’interface gaz-liquide.
k
G
ϕ
= (3.A.3)
P − P
A
où PA est la pression partielle du soluté A dans la phase gaz et PAi
sa pression
partielle à
l’ interface gaz-liquide.
Cependant, il est difficile de déterminer expérimentalement les compositions
du soluté à
l’interface. Il est donc préférable de définir des coefficients de transfert
globaux tels que :
Ai
ϕ
K L =
(3.A.4)
C − C
K G
*
A
A
A0
ϕ
= (3.A.5)
P − P
*
A

Chapitre 3 : Détermination des paramètres de transfert de matière
gaz-liquide de la colonne à gouttes transportées décembre 2002
où PA * et CA * sont des grandeurs fictives représentant la pression partielle et la concentration
de phases qui seraient en équilibre avec des mélanges de pression partielle PA et de
concentration CA.
D’après les relations d’additivité
des résistances, la résistance globale au transfert est la
somme
des résistances globales dans les deux couches limites de part et d’autre de l’interface.
1
K
G
1
K
où He est la constante de la loi de Henry.
L
1 He
= +
(3.A.6)
k k
G
L
Traitement des effluents gazeux sous hautes vitesses de gaz. Page 52
Cas de la colonne à gouttes transportées
L
1 1
= +
(3.A.7)
k He k
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.
3 .A.2 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-chimiques
des
phases
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 pénétration de Higbie (1935),
♦ Le modèle de renouvellement de surface de Danckwerts (1951),
♦ Le modèle de Bakowski (1966),
♦ Le modèle de Noyes et coll. (1992).
Lors de cette
synthèse bibliographique, nous allons développer les trois premiers modèles, le
modèle du double film de Lewis et Whitman et ceux basés sur la théorie de la pénétration, à
savoir le modèle de Higbie et le modèle de Danckwerts.
G

Chapitre 3 : Détermination des paramètres de transfert de matière
gaz-liquide de la colonne à gouttes transportées décembre 2002
3.A.2.1 Absorption en absence d’une réaction chimique
Dans ce cas, il y a transfert du soluté à travers l’interface de la phase gazeuse vers la
phase
liquide puis dissolution sans réaction dans le liquide. La représentation de base du
transport
du gaz soluté est fondée sur le concept de l’additivité des résistances en phase
gazeuse
et en phase liquide. En négligeant la résistance interfaciale, le flux global
d’absorption est alors :
φ = ϕ = k a(
C − C ) = k a(
P − P )
(3.A.8)
a L Ai A0
G A Ai
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-
liquide et toute la résistance au transfert de 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 on est maintenue constante par la
turbulence. Ce modèle considère que le gaz
dissous est transféré vers le liquide uniquement
par diffusion moléculaire à travers le film. A l’interface, il n’y a aucune résistance et les
concentrations du soluté en phase gazeuse et en
phase liquide sont en équilibre. Le profil de
concentration
du gaz transféré est linéaire à l’intérieur du film aussi bien du côté gaz que du
côté liquide. La concentration en gaz dissous dans le film décroît de CAi
à l’interface, jusqu’à
CA0 au sein du liquide (Figure 3-A-1).
Traitement des effluents gazeux sous hautes vitesses de gaz. Page 53
Cas de la colonne à gouttes transportées

Chapitre 3 : Détermination des paramètres de transfert de matière
gaz-liquide de la colonne à gouttes transportées décembre 2002
PA
Gaz
Figure 3-A-1 : Modèle du double film de Lewis et Whitman (1924).
En
tenant compte de ces hypothèses, l’équation décrivant le transfert de matière est :
avec les conditions aux limites côté liquide :
quand x = 0 ⇒ C
Dans le cas d’une interface plane, ce
spécifique
d’absorption :
D
A = CAi
et quand x = δL ⇒ CA = CA0
A
d²
C A
= 0
(3.A.9)
dx²
modèle conduit à l’expression suivante du flux
D AL
D AG
ϕ = ( C Ai − C A0
) = ( PA
− PAi
)
(3.A.10)
δ
δ
L
Film
gaz
DAL et DAG désignent respectivement les coefficients de diffusion du soluté A dans la phase
liquide
et la phase gazeuse.
D AL
Avec
k L = (3.A.11)
δ
k
Interface
PAi
Traitement des effluents gazeux sous hautes vitesses de gaz. Page 54
Cas de la colonne à gouttes transportées
D
Film
liquide
L
G
Liquide
AG
G = (3.A.12)
δG
Les épaisseurs δL et δG dépendent de la géométrie, des propriétés physiques et de
l’ agitation
des phases. Elles sont les résultats des conditions hydrodynamiques de mise en
contact du gaz et du liquide.
CAi
CA0
δG 0 δL x

Chapitre 3 : Détermination des paramètres de transfert de matière
gaz-liquide de la colonne à gouttes transportées décembre 2002
3.A.2.3 Modèle de pénétration de Higbie
Dans le modèle de Higbie (figure 3-A-2), l’interface est renouvelée de manière
aléatoire par des éléments en provenance de l’intérieur du liquide. Chaque élément au contact
du gaz au niveau
de l’interface, absorbe le gaz soluble comme une couche de liquide
immobile
d’épaisseur infinie. Ces éléments liquides se chargent et se déchargent par diffusion
moléculaire 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.
PA
Gaz
Film
gaz
Interface
Figure 3-A-2 : Modèle de Higbie (1935).
Le modèle de Higbie conduit à l’expression suivante du flux spécifique d’absorption :
PAi
D AL
ϕ = 2 ( C Ai − C A0
)
(3.A.13)
πτ
c
et le coefficient de transfert de matière côté liquide, kL, est donné en fonction du temps de
contact :
D AL
k L = 2
(3.A.14)
πτ
c
Couche liquide de
profondeur infinie
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.
Traitement des effluents gazeux sous hautes vitesses de gaz. Page 55
Cas de la colonne à gouttes transportées
CAi
CA0
δG 0 x

Chapitre 3 : Détermination des paramètres de transfert de matière
gaz-liquide de la colonne à gouttes transportées décembre 2002
3.A.2.4 Modèle de renouvellement de surface de Danckwerts
La théorie de Danckwerts est basée sur le renouvellement des éléments liquides situés
à l’interface par des éléments venus de l’intérieur
du liquide par diffusion transitoire.
Cependant cela suppose que la probabilité qu’un élément liquide à l’interface soit remplacé
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 renouvelée
par unité de temps. Dans
ce
cas, le flux spécifique d’absorption ϕ s’écrit :
ϕ = s(
C − C )
(3.A.15)
D AL Ai A0
Interface
Figure 3-A-3 : Modèle de Danckwerts (1935).
Dans le modèle de Danckwerts, la vitesse de renouvellement
de surface s est le paramètre qui
rend compte des effets hydrodynamiques du système sur le transfert de matière, comme
l’indique
l’expression de la conductance :
k L AL
= D s
(3.A.16)
Comme pour le modèle
de Higbie, le coefficient de transfert de matière kL est proportionnel à
D .
AL
PA
Gaz
Film
gaz
PAi
Couche liquide de
profondeur infinie
δG 0 x
Bien que les théories transitoires de Higbie et de Danckwerts soient plus proches de la réalité
avec leur dépendance de kL en D AL , la vieille théorie du double film reste la plus utilisée car
son
intérêt principal réside dans sa simplicité.
Traitement des effluents gazeux sous hautes vitesses de gaz. Page 56
Cas de la colonne à gouttes transportées
CAi
CA0

Chapitre 3 : Détermination des paramètres de transfert de matière
gaz-liquide de la colonne à gouttes transportées décembre 2002
3.A.2. 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 A qui réagit de façon irréversible avec un réactif liquide B selon la
réaction :
mn A + zB ⎯
k⎯→Pr
oduits
(3.A.17)
pour une réaction d’ordre m par rapport à A et n par rapport à B, la vitesse de consommation
de A dans la phase liquide est de la forme :
r = k
A
mn
[ ] [ ] n m
C C
kmn est la constante cinétique de la réaction chimique.
A
L’effet de l’accroissement de la vitesse avec laquelle le soluté franchit l’interface pour
passer dans le liquide est pris en compte
dans les expressions du flux spécifique d’absorption
en multipliant le coefficient partiel en phase liquide
par un facteur appelé facteur
d’accélération noté E.
Le flux spécifique d’absorption avec réaction chimique s’écrit :
Le facteur d’accélération
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 :
Traitement des effluents gazeux sous hautes vitesses de gaz. Page 57
Cas de la colonne à gouttes transportées
B
(3.A.18)
φ = ϕ = k a(
P − P ) = Ek a(
C − C )
(3.A.19)
a G A Ai L Ai A0
1 2
m−1
n
Ha = k mnD
ALC
Ai CB0
(3.A.20)
k m + 1
L
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.

Chapitre 3 : Détermination des paramètres de transfert de matière
gaz-liquide de la colonne à gouttes transportées décembre 2002
Le param ètre de conversion M est le carré du nombre de Hatta, il représente le
rapport de la conversion maximale possible dans le film à la quantité traversant
le film par
diffusion.
Le facteur d’accélération instantané Ei représentant le rapport des diffusivités et des
concentrations
:
D
E i = 1+
zD
BL
AL
Les phénomènes de transfert de matière 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 :
Traitement des effluents gazeux sous hautes vitesses de gaz. Page 58
Cas de la colonne à gouttes transportées
C
C
B0
Ai
(3.A.21)
DAL et DBL désignent respectivement les coefficients de diffusion du soluté A et du réactif B
dans le liquide.
♦ modèle de Lewis et Whitman
Ha
E = , (3.A.22)
th Ha
2
♦ modèle de Danckwerts E = 1+
Ha , (3.A.23)
2
⎡⎛
π ⎞ ⎛ Ha ⎞ 1 ⎛ Ha ⎞⎤
♦ modèle de Higbie E = Ha⎢⎜1
+ ⎟erf⎜
2 ⎟ + exp ⎥
⎣⎝ 8Ha
⎠ ⎝ π ⎠ 2Ha
⎜
⎜−
4
⎝ π ⎟ (3.A.24)
2
⎠⎦
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
Krevelen
et Hoftijzer (1948) donnant la variation du facteur E en fonction
du nombre de
Hatta,
Figure 3-A-4.

Chapitre 3 : Détermination des paramètres de transfert de matière
gaz-liquide de la colonne à gouttes transportées décembre 2002
E
Ei - 1
Figure 3-A-4 : Diagramme de Van Krevelen et Hoftijzer (1948).
La valeur du critère de Hatta permet de distinguer un certain nombre de régimes
réactionnels particuliers qui se caractérisent par l’importance relative du transfert de matière
(kL) et de la vitesse de la réaction chimique (kmn). Pour chaque régime chimique, nous
obtiendrons une expression du flux d’absorption et nous pourrons ainsi déterminer soit les
coefficients de transfert de matière, soit l’aire interfaciale, soit les deux, Laurent (1975).
3.A.2.5.1 Régime de réaction lente (Ha < 0,3)
Dans ce cas, une partie appréciable du gaz absorbé réagit, mais la proportion de A
réagissant dans le film est négligeable. Le phénomène de transfert peut être considéré comme
une absorption physique suivie d’une réaction au sein du liquide. Pour ce type de régime de
réaction, la constante cinétique et le nombre de Hatta sont faibles et le facteur E est très
proche de l’unité.
Lorsque
la réaction est assez rapide
pour maintenir la concentration (CA0) du gaz dissous au
sein du liquide proche de zéro, le flux d’absorption est proportionnel à kL
selon la relation :
L Ai aC k = φ
(3.A.25)
Traitement des effluents gazeux sous hautes vitesses de gaz. Page 59
Cas de la colonne à gouttes transportées
Ha

Chapitre 3 : Détermination des paramètres de transfert de matière
gaz-liquide de la colonne à gouttes transportées décembre 2002
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.
3.A.2.5.2 Régime de réaction intermédiaire
(0,3 < Ha < 3)
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 réaction
a un
effet
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 :
φ = aC D k C + k
(3.A.26)
Ai
AL
où k2 est la constante cinétique de second ordre.
Cette relation montre que les caractéristiques hydrodynamiques et la cinétique chimique
interviennent dans l’expression du flux. Ce 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 et a lieu exclusivement dans
le film. La concentration en soluté (A) au sein du liquide est pratiquement nulle. On obtient
alors l’expression suivante pour le flux :
L Ai aC
Traitement des effluents gazeux sous hautes vitesses de gaz. Page 60
Cas de la colonne à gouttes transportées
2
B0
2
L
Ek = φ (3.A.27)
Pour ce type de régime, plusieurs cas limites peuvent être distingués en fonction des valeurs
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 très
supérieure à CAi, et le réactif B
diffuse
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 :

PA
Gaz
Chapitre 3 : Détermination des paramètres de transfert de matière
gaz-liquide de la colonne à gouttes transportées décembre 2002
E i
3 < Ha <
(3.A.28)
2
Dans cas, il y a égalité entre Ha et E, et le flux d’absorption s’écrit :
φ = aC D k C
(3.A.29)
Ai
AL
Ainsi, le flux d’absorption pour une réaction rapide du pseudo-premier ordre est indépendant
du coefficient kL. Ce cas particulier est la base de la détermination de l’aire interfaciale.
3.A.2.5.5 Réaction
instantanée (Ha >5 ∼ 10Ei)
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 :
Interface
PAi
Plan de réaction
CAi
Traitement des effluents gazeux sous hautes vitesses de gaz. Page 61
Cas de la colonne à gouttes transportées
2
B0
⎛ D BL C B0
⎞
φ = k = ⎜ + ⎟
LaCAiE
i k LaCAi
1
(3.A.30)
⎝ D AL zCAi
⎠
Liquide
CB0
δG 0 δR δL x
(a)
Interface
Figure 3-A-5 : Réactions instantanées dans un système gaz-liquide.
(a) régime instantané classique et (b) régime instantané de surface
Liquide
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 :
PA
Gaz
CBi
CB0
δG 0 δL x
(b)

Chapitre
3 : Détermination des paramètres de transfert de matière
gaz-liqui
de de la colonne à gouttes transportées décembre 2002
BL
k GaPA

Chapitre 3 : Détermination des paramètres de transfert de matière
gaz-liquide de la colonne à gouttes transportées décembre 2002
En
ce qui concerne les coefficients de transfert de matière, les valeurs de kG et kL semblent
dépendre
du type d’appareillage, kG est voisin de 0,02 m/s alors que kL est 100 fois plus faible
[Trambouze
(1993)].
3.A.4
Transfert de matière dans les colonnes classiques à
pulvérisation
Le principe de la colonne à gouttes transportées consiste à capter des polluants gazeux
par
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
gouttes.
Dans la littérature, il existe peu de données sur ce type de contacteur gaz-liquide ce
qui nous a amené
à comparer la colonne à gouttes transportées, qui est destinée au traitement
des gaz acides présents dans
les fumées d’UIOM, aux colonnes classiques à pulvérisation, qui
sont le plus souvent utilisées
pour ce type d’application, afin de mettre en évidence les
avantages
et les inconvénients
de notre nouveau procédé.
Comme dans la colonne à gouttes transportées, les colonnes à pulvérisation gazliquide
ont une phase gazeuse continue et largement majoritaire tandis que la phase liquide
est, le plus souvent, dispersée ou à l’état de film. Ce type de réacteur se caractérise par une
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
colonnes
à pulvérisation. Il en résulte que les valeurs de l’aire interfaciale a augmentent avec
le débit liquide à cause de la croissance de la surface d’échange et de la vitesse des gouttes, de
même
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.
Traitement des effluents gazeux sous hautes vitesses de gaz. Page 63
Cas de la colonne à gouttes transportées

Chapitre 3 : Détermination des paramètres de transfert de matière
gaz-liquide de la colonne à gouttes transportées décembre 2002
Contrairement à une idée courante, la diminution de la hauteur effective des colonnes à
pulvérisation entraîne une décroissance des valeurs de l’aire interfaciale
a. En effet au
voisinage
des pulvérisateurs, l’essentiel de l’aire interfaciale est constitué par la surface de
l’ensemble des petites gouttes,
ensuite leur coalescence et l’écoulement sur la paroi de la
colonne
contribuent à la diminution
de l’aire interfaciale, Mehta et Sharma (1970).
Selon
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
et kL
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 transfert
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
augmente en fonction de la vitesse du gaz. Tandis que Pigford et coll. (1951) considèrent que
le coefficient kLa dépend également de la hauteur de la colonne.
En ce
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 de la vitesse du
gaz
et diminue lorsque le débit liquide augmente. A des vitesses de gaz dix fois plus élevées
que 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
Hixon et coll. (1935), Bonilla et coll. (1950), Pigford (1951) et Mehta et Sharma
(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 pulvérisation
est une fonction
croissante
de la vitesse du gaz alors que kG est pratiquement indépendant du débit liquide
quels que soient le diamètre de la colonne, les types d’ajutage et probablement les propriétés
physico-chimiques du système.
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
Traitement des effluents gazeux sous hautes vitesses de gaz. Page 64
Cas de la colonne à gouttes transportées

Chapitre 3 : Détermination des paramètres de transfert de matière
gaz-liquide de la colonne à gouttes transportées décembre 2002
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-
liquide et les paramètres de fonctionnement dans
les colonnes à
pulvérisation
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 gaz, débit de liquide et hauteurs des colonnes) sur les paramètres de transfert de
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
β γ
et H .
l’ensemble, ces paramètres sont proportionnels à L α , UG
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 soumises
à des mouvements d’oscillation, de distorsion, des collisions et à
des
coalescences entre les gouttes et la paroi, sans oublier la circulation interne dont il faut
tenir compte. La complexité des mécanismes
mis en jeu rend difficile la prédiction des
performances des colonnes à pulvérisation.
Le tableau ci-dessous présente les principales corrélations déterminées pour les colonnes
à
pulvérisation
Traitement des effluents gazeux sous hautes vitesses de gaz. Page 65
Cas de la colonne à gouttes transportées

Chapitre 3 : Détermination des paramètres de transfert de matière gaz-liquide de la colonne à gouttes transportées décembre 2002
Référence Ecoulement
Diamètre Hauteur UG
G L
Paramètre
de transfert de m tière
(m) (m)
(m/s) (m (l/h)
3 a
/h)
Kowalke (1925) Contre-courant 0,46 1,20 0,04 – 0,12 20 – 85 30 – 610 kGa ∝ UG 0,7
Hixon et coll. (1935) Contre-courant 0,07 0,48 – 1,4 0,15 – 0,22 1,9 – 2,9 10 – 70 kGa ∝ L H
0,9 à 1,0 0,8 -0,5
UG
Johnstone et coll. cyclone 3,14 6,10 51000-85000 11000-22000 a ∝ UG
(1938)
0,28
kGa ∝ L UG 0,8
Bonilla et coll. (1950) Contre-courant 0, 91 0,97 – 1,5 0,005 – 0,02 10,9 – 54,6 45 - 135 64 à 0,68 63 à 0,88
kGa∝L 0,68 à 0,80 UG 0,
H -0,
Pigford et coll. (1951) Contre-courant 0,80 0,66 – 1,3 0,25 – 1,0 440 - 1820 -0,32
kLa ∝ H
kGa ∝ L UG 0,68 H -0,32
Contre-courant 0,08 – 0,39 0,60 – 2,90 0,25 – 0,55 5 – 125 200 – 1300 a ∝ L 0,38 à 0,93 H -0,38
Mehta et coll (1970)
0,78 à 1,03
0,62 à 0,93 78 à 0,82
U G 0,
0,36 à 0,66
kLa ∝ L
kGa ∝ L
kL ∝ L
kG ∝ UG 0,54
Pinilla et coll. (1984) Contre-courant 0,45 1,30 0,09 – 0,15 52 – 86 570 – 860 kGa ∝ L 0,95 UG 0,82
Suthin (1987) Contre-courant 1,00 0,80 – 1,40 0,0005 – 0,003 1,4 – 8,0 60 - 500
0,80 à 0,90
a ∝ L
0,8 à 0,9
kLa ∝ L
Li Baolin et coll (1991) Contre-courant 0,1 0,50 – 1,40 0,006 – 0,04 0,2 – 1,0 15 – 40 a ∝ L 0,38 UG 0,25 H -0,49
Journot (1996) transverse ____ 2,20 ≤ 1,50 ≤ 1000 42 – 720
0,5
kLS ∝ L
kGS ∝ L 0,66 UG 0,33
Tableau 3-A-2 : Influence du débit de liquide pulvérisé, de la vitesse du gaz et de la hauteur d’une colonne à pulvérisation sur les paramètres de transfert de matière
gaz-liquide.
66
Page
de gaz.
Traitement des effluents gazeux sous hautes vitesses
Cas de la colonne à gouttes transportées

Partie
B
Détermination
de l’aire interfaciale (a)
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)

Chapitre 3 : Détermination des paramètres de transfert de matière
gaz-liquide de la colonne à gouttes transportées décembre 2002
3.B Détermination de l’aire interfaciale (a)
3.B.1 Introduction
Cette partie de l’étude est consacrée à la détermination de l’aire interfaciale, a, de la
colonne à gouttes transportées.
Nous allons exposer la méthode de détermination de ce
paramètre
de transfert de matière à l’aide d’une absorption accompagnée d’une réaction
chimique. Puis nous présenterons les résultats de a en fonction des conditions de
fonctionnement de notre dispositif.
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. (1994) ont appliqué cette méthode pour déterminer l’aire interfaciale dans
une
colonne à bulles gazosiphon. Les résultats obtenus ont été validés par la méthode
chimique. Dabaliz et coll. (2002) ont pu déterminé, à l’aide d’une caméra rapide, la dispersion
des bulles à travers la paroi d’un réacteur gaz-liquide à jet vertical immergé. Le diamètre
des
bulles et la rétention du gaz ont permis d’accéder à l’aire interfaciale qui est à plus ou moins
30% de l’aire interfaciale déterminée par la méthode chimique.
b\ 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.
Traitement des effluents gazeux sous hautes vitesses de gaz. Page 66
Cas de la colonne à gouttes transportées

Chapitre 3 : Détermination des paramètres de transfert de matière
gaz-liquide de la colonne à gouttes transportées décembre 2002
c\ La réflexion de la lumière à travers une fenêtre transparente a été employée par Calderbank
et coll. (1961). Cette technique n’a pas eu beaucoup de succès car elle n’est envisageable qu’à
proximité de la paroi lorsqu’il y a coalescence.
3.B.2.2 Méthodes chimiques de détermination de a
L’avantage des méthodes chimiques par rapport aux méthodes physiques de
détermination de 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 mesurer
le flux d’absorption d’un gaz qui réagit dans une phase liquide
suivant une cinétique bien connue
; ainsi en choisissant judicieusement le système et le
régime chimique, on peut déterminer l’aire interfaciale.
Dans certaines conditions, la concentration CB
du réactif B dans le film est
approximativement
égale à la concentration dans la masse du liquide CB0, on dit alors que la
réaction
est du pseudo-premier ou mième ordre. La condition à réaliser, appelée test
d’épuisement, est
Ha

Chapitre 3 : Détermination des paramètres de transfert de matière
gaz-liquide de la colonne à gouttes transportées décembre 2002
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
industriellement pour déterminer, par la méthode d’absorption avec réaction chimique, l’ aire
interfaciale des réacteurs gaz-liquide. La cinétique de la réaction a fait l’objet de plusieurs
études ces dernières décennies [Linek et Mayrhoverova
(1970), Linek et Tvrdik (1971), Bub
(1980), Ismaïli (1994), Muller (1999)] mais le processus réactionnel n’est pas encore
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.
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 alt, cette réaction s’effectue comme
suit :
O2 + 2 SO3 2- 2 SO4 2-
Co2+
La vitesse de cette réaction s’exprime par :
[ ] [ ] [ ] q
m
2−
n 2+
O SO Co
r = k
(3.B.4)
2
Les
ordres partiels n, m, q et la constante cinétique k dépendent des conditions opératoires.
3
Les résultats relatifs à la cinétique hétérogène de l’oxydation des sulfites de sodium publiés
jusqu’ici
présentent une grande dispersion, en particulier en ce qui concerne les ordres partiels
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
Laurent
et coll. (1974b) proposent un
ordre m égal à 2 pour des pressions partielles en
oxygène 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.
Traitement des effluents gazeux sous hautes vitesses de gaz. Page 68
Cas de la colonne à gouttes transportées
k
(3.B.3)

Chapitre 3 : Détermination des paramètres de transfert de matière
gaz-liquide de la colonne à gouttes transportées décembre 2002
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. Cette dépendance de k en fonction du pH, nous oblige à travailler à
pH constant ; dans la littérature ce paramètre prend des valeurs comprises entre 7,5 et 8,5.
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 rapport
au sulfite de sodium) et q=1 (par rapport au sulfate de
cobalt) 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 de la
concentration du catalyseur :
k1 = 193,9 + 510,5.10 4 [CoSO4] (3.B.5)
avec k = k [CoSO ] (3.B.6)
1 4
où k1est en s -1 et [CoSO4] prend des valeurs comprises entre 0,2 10 -4 et 5 10 -4 mole/l.
En
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
compris entre 20 et 40°C ; cette corrélation est de la forme :
où T est la température de la solution de sulfite
exprimée en m 3 /mole.s.
3.B.3.2 Détermination de a en régime rapide
k = 134,4 T + 1930
(3.B.7)
de sodium en °C et k la constante cinétique
En adoptant les ordres partiels établis par Ismaïli (1994) pour
l’oxydation du sulfite de
sodium (m=1, n=0 et q=1), la réaction se présente donc
comme une réaction de pseudo
premier ordre à condition de satisfaire les exigences suivantes
:
(1) pH = 8;
(2) PO2 = 0,21 à 1 atm ;
(3) [Na2SO3] = 0,3 à 0,8 mole/l ;
Traitement des effluents gazeux sous hautes vitesses de gaz. Page 69
Cas de la colonne à gouttes transportées

Chapitre 3 : Détermination des paramètres de transfert de matière
gaz-liquide de la colonne à gouttes transportées décembre 2002
) [CoSO4] = 7,5 10 -5 à 10 -5 (4
mole/l.
Dans le cas d’une réaction en régime rapide défini par 3

Chapitre 3 : Détermination des paramètres de transfert de matière
gaz-liquide de la colonne à gouttes transportées décembre 2002
♦Bilan de matière au niveau de la colonne de hauteur H = 3m :
Flux entrant + production chimique = flux sortant + accumulation.
dC 2
LC1 - zϕaΩH = LC2 + Vcol (3.B.9)
dt
♦Bilan de matière au niveau du bac de reprise :
Flux entrant = flux sortant + accumulation.
dC1 LC2 = LC1 + Vbac (3.B.10)
dt
Pour les conditions initiales : t = 0 ⇒ C1 = C2 = 0, les solutions analytiques de ces
équations sont :
avec
A
zϕaΩH
col bac
= , B
2
V col + Vbac
( Vcol
+ Vbac
)
C1(t) = -At + B(1-e -Ct ) + C0 (3.B.11)
C2(t) = -At + (B-D)(1-e -Ct ) + C0 (3.B.12)
z ϕaΩH(
V + V )
= , C
V + V
zϕaΩHV
col bac
col bac
= L et D =
2
Vcol.
Vbac
( Vcol
+ Vbac
)
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 :
zϕaΩH
zϕaΩH
pente = − = −
(3.B.15)
V + V V
col
En traçant la courbe donnant la quantité de sulfite (SO3 2- ) consommée en fonction du
temps, à une concentration de catalyseur donnée, on obtient une droite dont la pente
va nous
permettre
d’accéder à l’aire interfaciale a :
Traitement des effluents gazeux sous hautes vitesses de gaz. Page 71
Cas de la colonne à gouttes transportées
bac
2−
[ SO ]
L
d 3
pente = (3.B.16)
dt
De la formule (3.B.8), le flux spécifique d’oxygène absorbé en régime rapide est donné par
l’équation :
* [ ] kD [ CoSO ]
ϕ =
(3.B.17)
O 2 O2
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 m 2 /m 3 de
réacteur :
4
V
.

Chapitre 3 : Détermination des paramètres de transfert de matière
gaz-liquide de la colonne à gouttes transportées décembre 2002
a =
* [ O ] kD [ CoSO ] Ω H
2
2−
1 d[
SO3
]
− VL
2 dt
La concentration en oxygène dissous à saturation est calculée à partir de la loi de Henry :
O2
* PO2
[ O 2 ]
HeRT
4
(3.B.18)
= (3.B.19)
La solubilité et la diffusivité de l’oxygène dans les solutions sulfitiques ont été déterminées
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 été estimée par la méthode de Van Krevelen et
Hoftijzer (1948). Leurs valeurs sont consignées dans le tableau ci-dessous en fonction de la
température :
Température (K) 288 293 298
D (10 -9 m 2 /s) 1,36 1,6 1,85
O2
/ Na 2SO3
He (mole/l gaz/mole/l liq) 62,5 65,0 67,5
[O2 * ] (mole/m 3 ) 0,136 0,128 0,121
Tableau 3-B-1 : Valeurs de la diffusivité,
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 dispositif expérimental présenté dans le chapitre 1 a été employé pour la
détermination de l’aire interfaciale par le système chimique oxygène/sulfite de sodium.
Généralement, lorsqu’on utilise ce système chimique pour la détermination de a, on peut
négliger la diminution de la teneur en oxygène lors du passage du gaz à travers la colonne. En
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
fermé
côté liquide et ouvert côté gaz.
Le gaz, de l’air atmosphérique contenant près de 21 % d’oxygène, est introduit en bas de la
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 constant
dans le bac de reprise.
Traitement des effluents gazeux sous hautes vitesses de gaz. Page 72
Cas de la colonne à gouttes transportées

Chapitre 3 : Détermination des paramètres de transfert de matière
gaz-liquide de la colonne à gouttes transportées décembre 2002
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-courant
avec le gaz et à débit constant
réglé.
Le volume de cette phase liquide est fixé à 30 litres et sa température est constante au
cours de la manipulation.
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 pulvérisé
rotamètre. 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- 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 réacti
maintenus 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 d
réguliers. Ces échantillons sont analysés afin de déterminer la courbe de variatio
3 ) 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 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 pente.
3.B.4.2
Conditions expérimentales
Les conditions expérimentales pour la détermination de l’aire interfaciale de la
colonne
à gouttes transportées sont les suivantes :
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 21 % oxygène dans l’air
Vitesse d e gaz 10 – 11,5 m/s
Débit de gaz 636 – 763 m 3 /h
Débit de liquid e 0,6 – 1,2 m 3 /h
Tableau 3-B-2 : Conditions o pératoires pour la détermination de l’aire interfaciale.
Traitement des effluents gazeux sous hautes vitesses de gaz. Page 73
Cas de la colonne à gouttes transportées

Chapitre 3 : Détermination des paramètres de transfert de matière
gaz-liquide de la colonne à gouttes transportées décembre 2002
Ces conditions opératoires
ont été choisies de manière à pouvoir satisfaire les conditions
du régime rapide déterminé par Ismaïli (1994) et à utiliser la corrélation de la constante
cinétique établie par Muller (1999).
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 SO3 2-
Lors de chaque manipulation, on pré
d
sont déterminées par iodométrie en utilisant une solution de thiosulfate. La méthode de
dosage
est développée en annexe 4.
La figure 3-B-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
observer la décroissance de la concentration en sulfite est de l’ordre de 60 minutes.
] (mole/l)
[SO3 2-
0,9
0,8
0,7
0,6
0,5
0,4
0,3
0,2
0,1
0
G = 668m3/h et L = 0,6m3/h
G = 668m3/h et L = 0,8m3/h
0 10 20 30 40 50 60 70
temps (min)
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
transportées
est une fonction croissante du débit de liquide. En effet, lorsque le débit L varie
de 0,6 m 3 /h à 1,2 m 3 /h, l’aire interfaciale passe de 50 m 2 /m 3 de réacteur à plus de 200 m 2 /m 3
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.
Traitement des effluents gazeux sous hautes vitesses de gaz. Page 74
Cas de la colonne à gouttes transportées

Chapitre 3 : Détermination des paramètres de transfert de matière
gaz-liquide de la colonne à gouttes transportées décembre 2002
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 du
sulfite et ont conclu que l’aire interfaciale
augmentait
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.
a (m 2 /m 3 réacteur)
225
200
175
150
125
100
75
50
25
0
0,4 0,6 0,8
L (m
1,0 1,2 1,4
Traitement des effluents gazeux sous hautes vitesses de gaz. Page 75
Cas de la colonne à gouttes transportées
3 /h)
G = 636 m3/h
G = 700 m3/h
Figure 3-B-3 : Variation de l’aire interfaciale en fonction du débit de liquide.
it
de liquide est constant (L=0,8 m 3 /h et L=1 m 3 La figure (3-B-4) qui illustre la variation de a en fonction du débit de gaz lorsque le déb
/h) indique que l’aire interfaciale, a, varie peu
avec le d ébit de gaz dans le domaine d’étude considéré ; la même allure de variation de a en
fonction
de G avait été observée sur les colonnes à gouttes fonctionnant à hautes vitesses de
gaz étudiées par Botton et coll. (1997) et Muller (1999).
Ce résultat est différent de ceux qui ont été observés avec les autres contacteurs gazliquide.
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)].

Chapitre 3 : Détermination des paramètres de transfert de matière
gaz-liquide de la colonne à gouttes transportées décembre 2002
a (m 2 /m 3 réacteur)
180
160
140
120
100
80
60
40
20
0
L = 0,8 m3/h
L = 1,0 m3/h
620 640 660 680 700 720 740
G (m 3 /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
sont
présentés en annexe 5. L’aire interfaciale de la colonne à gouttes transportées déterminée
expérimentalement
par la méthode d’absorption avec réaction chimique en utilisant le sulfite
de
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 :
a théo (m 2 /m 3 réacteur)
250
200
150
100
50
0
a = 37.
2 0,
2
L G
+ 10%
- 10%
0 50 100 150 200 250
a exp (m 2 /m 3 réacteur)
Figure 3-B-5 : Ecart entre a théorique et a expérimentale.
Traitement des effluents gazeux sous hautes vitesses de gaz. Page
Cas de la colonne à gouttes transportées
76

Chapitre 3 : Détermination des paramètres de transfert de matière
gaz-liquide de la colonne à gouttes transportées décembre 2002
Les valeurs expérimentales de l’aire interfaciale de la colonne à gouttes transportées
arient entre 50 et 200 m 2 /m 3 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 m 2 /m 3 v
a
in
de
réacteur
[Roizard et coll. (1997)]. Par contre ces valeurs expérimentales se rapprochent de
l’ aire interfaciale des colonnes à garnissage à co-courant et des laveurs venturi comme
l’ indique le tableau ci-dessous :
Type de contacteur gaz-liquide a (m 2 /m 3 réacteur)
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 l’aire interfaciale de la colonne à gouttes transportées avec celles des
autres
réacteurs gaz-liquide.
3. B.4.4 Vérification du régime de réaction
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\ Régime de réaction rapide
Pour considérer le régime de réaction comme étant rapide, le nombre de Hatta doit
être supérieur à 3. Dans le cas de la réaction d’oxydation du sulfite de sodium, le nombre Ha
s’exprime comme suit :
b\ Critère de pseudo-premier ordre
[ CoSO ]
kDO
2
4
Ha = (3.B.21)
k
Pour le système chimique O2/Na2SO3, le critère de pseudo-premier ordre stipule que
Ha est inférieur à Ei, sachant que :
E
D
Traitement des effluents gazeux sous hautes vitesses de gaz. Page 77
Cas de la colonne à gouttes transportées
L
[ Na SO ]
Na 2SO3
2 3 0
i = 1+
(3.B.22)
*
2D
O [ O 2 ]
2
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.

Chapitre 3 : Détermination des paramètres de transfert de matière
gaz-liquide de la colonne à gouttes transportées décembre 2002
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
homogène,
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/(πdG 2 ). 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 :
d
G
6ε
L = (3.B.23)
a
Ce dernier est le plus souvent adopté pour les études de transfert de matière dans la mesure
où 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).
Pour évaluer le diamètre moyen
des gouttes (dG), il faut mesurer l’aire interfaciale et la
rétention
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
qu’il est nécessaire de refaire la mesure de la rétention liquide totale en présence de sulfite de
sodium.
L (m 3 /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 sulfite
de sodium dans l’eau de
circulation pour G = 700 m
3 /h.
Les 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
celle
mesurée avec de l’eau de ville.
3.B.5.2 Influence du débit de liquide et du débit de gaz sur dG
3
Pour un débit de gaz égal à 636 m /h, les diamètres
moyens des gouttes dans la
colonne à gouttes transportées ont été calculés
à partir de l’équation (3.B.23). Les résultats
obtenus sont rassemblés dans le tableau suivant
:
Traitement des effluents gazeux sous hautes vitesses de gaz. Page 78
Cas de la colonne à gouttes transportées

Chapitre 3 : Détermination des paramètres de transfert de matière
gaz-liquide de la colonne à gouttes transportées décembre 2002
L (m 3 /h) εL (%) a (m 2 /m 3 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 m 3 /h.
De ce tableau, on observe que le diamètre moyen des gouttes, pour un débit de gaz de
636 m ide injecté dans la colonne augmente.
3 /h, diminue lorsque le débit de liqu
Le diamètre
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.
La figure 3-B-6 illustre la variation du diamètre des gou
lorsque ce dernier varie entre 0,6 et 1,2 m 3 ttes en fonction du débit de liquide
/h.
Diamètre moyen
(mm)
14
12
10
8
6
4
2
0
G = 636 m3/h
G = 700 m3/h
0,4 0,6 0,8 1,0 1,2 1,4
L (m 3 /h)
Figure 3-B-6 : Variation du diamètre moyen des gouttes en fonction du débit de liquide.
3
Le diamètre moyen des gouttes passe de 13 mm pour un débit de liquide de 0,6 m /h à près
3
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
l’ amélioration du transfert de matière entre le gaz et le liquide comme
le prévoit la littérature.
Traitement des effluents gazeux sous hautes vitesses de gaz. Page 79
Cas de la colonne à gouttes transportées

Chapitre 3 : Détermination des paramètres de transfert de matière
gaz-liquide de la colonne à gouttes transportées décembre 2002
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 m 3 /h.
diamètre
moyen
(mm)
14
12
10
8
6
4
2
0
L = 0,8 m3/h
L = 1,0 m3/h
620 640 660 680 700 720 740
G (m 3 /h)
Figure 3-B-7 : Variation du diamètre moyen des gouttes en fonction du débit de gaz.
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 diamètre
moyen des gouttes nous proposons la corrélation simplifiée suivante :
d
G
=
8.
10
−3
(4.B.24)
Cette corrélation permet
de calculer le diamètre à + 10 % comme l’indique la figure 3-B-8.
10
d théo (mm) 14
12
8
6
4
2
0
Traitement des effluents gazeux sous hautes vitesses de gaz. Page 80
Cas de la colonne à gouttes transportées
L
−1,
5
0 2 4 6 8 10 12 14
d exp (mm)
G
+ 10 %
-10 %
Figure 3-B-8 : Comparaison entre le diamètre théorique et le diamètre expérimental.

Chapitre 3 : Détermination des paramètres de transfert de matière
gaz-liquide de la colonne à gouttes transportées décembre 2002
La formule 3.B.23 utilisée pour déterminer le diamètre moyen n’est valable que pour une
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 sous
forme de film liquide retenu sur les parois. Ce qui explique les valeurs élevées
des diamètres moyens des
gouttes avec parfois des vitesses de chute supérieures à la vitesse
du gaz injecté dans la colonne.
3.B.6 Conclusion
Nous avons déterminé l’aire interfaciale de la colonne à gouttes
transportées par
absorption 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.
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.
Traitement des effluents gazeux sous hautes vitesses de gaz. Page 81
Cas de la colonne à gouttes transportées

Partie C
tière en
Détermination du coefficient
volumétrique de transfert de ma
phase liquide (kLa)
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)

Chapitre 3 : Détermination des paramètres de transfert de matière
gaz-liquide de la colonne à gouttes transportées décembre 2002
3.C Détermination du coefficient volumétrique de transfert
de matière en phase liquide (kLa)
3.C.1
Introduction
Dans cette partie de l’ étude, sont présentés les résultats de la détermination
expérimentale
du coefficient volumétrique de transfert de matière côté liquide kLa de la
colonne 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 de
transfert
de matière. Par la suite, nous proposons de comparer nos résultats à des études ayant
traité
de l’influence des débits sur ce paramètre.
3.C.2 Méthodes
de détermination du coefficient volumétrique de
transfert
de matière kLa
3.C.2.1 Méthodes physiques de détermination de kLa
Les méthodes physiques de détermination du kLa sont les méthodes dites à sondes
d’oxygène. C’est en général l’absorption (ou la désorption) physique de l’oxygène qui est
mise
en œuvre et où le suivi de la concentration en oxygène est effectué au moyen d’une ou
de 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.C.2.2
Méthodes chimiques de détermination de kLa
La valeur du kLa peut être aussi déterminée par absorption chimique en choisissant un
système répondant aux conditions du régime de réaction lente ou instantanée
ou
moyennement rapide du pseudo-premier ordre.
a\ Régime de réaction lente
Dans certains cas, la réaction A + zB → Produits,
est assez lente pour s’effectuer
entièrement dans la masse du liquide. Tout se passe
alors comme si l’absorption était
purement physique.
Les conditions de ce régime sont :
Ha

Chapitre 3 : Détermination des paramètres de transfert de matière
gaz-liquide de la colonne à gouttes transportées décembre 2002
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.
k
L
φ
a = (3.C.3)
C
Les divers systèmes chimiques utilisés pour déterminer le coefficient kLa sont donnés dans
l’ 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).
E +
D BL C B0
Si de plus >> 1,
l’expression du coefficient kLa devient
*
zD C
AL
A
L
Traitement des effluents gazeux sous hautes vitesses de gaz. Page 83
Cas de la colonne à gouttes transportées
D
*
A
C
BL B0
= E i = 1
(3.C.4)
*
zD AL C A
φ zD
k a φ
1
AL
= =
(3.C.5)
*
E iC
A D BL C B0
En mesurant expérimentalement le flux φ et connaissant D BL, D AL et C B0,
on peut calculer le
coefficient
kLa. Plusieurs systèmes chimiques permettant la détermination de kLa en régime
instantané
sont cités dans l’annexe 3.
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 :
φ =
k
(3.C.6)
*
2 *
k LaCA
1+
Ha = aCA
D ALk
1 +
La représentation de φ 2 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 a 2 D ).
L A A AL
La
droite de Danckwerts permet d’obtenir simultanément kLa et a en mesurant
expérimentalement
le flux φ à condition de connaître CA * et DAL.
2
L

Chapitre 3 : Détermination des paramètres de transfert de matière
gaz-liquide de la colonne à gouttes transportées décembre 2002
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 * O
ré
et DAL. Il est donc préférable d’utiliser une réaction catalysée et de pseudopremier
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
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
de
carbonates-bicarbonates et gaz carboniq ue catalysée par l’ion hypochlorite ou par l’ion
arsénite.
Il existe
d’autres techniques, qui permettent d’accéder simultanément au coefficient kLa et
l’aire interfaciale a, comme l’absorption avec ou sans réaction chimique accompagnée d’une
désorption citée par Robinson et coll. (1974).
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 :
PO2
Gaz (air)
Film
gaz
PO2i
Interface
Film
liquide
Liquide (H2O)
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
dans le liquide d’absorption (eau) selon l’expression :
Traitement des effluents gazeux sous hautes vitesses de gaz. Page 84
Cas de la colonne à gouttes transportées
CO2i
CO2
δG 0 δL x
φ = a(
C − C )
(3.C.7)
k L O2i
O2

Chapitre 3 : Détermination des paramètres de transfert de matière
gaz-liquide de la colonne à gouttes transportées décembre 2002
u transfert de matière
égale à la concentration de saturation de l’eau en
xygène notée C * 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 a
côté gaz comme étant négligeable. La concentration en oxygène au niveau de l’interface gazliquide
est maximale. Cette concentration est
o
O2. Les profils de concentrations ont l’allure suivante :
PO2
Gaz (air)
Le flux d’oxygène devient alors :
Interface
Figure 3-C-2 : Profil de la concentration en oxygène en négligeant la résistance en phase gazeuse.
*
φ = k a(
C − C )
(3.C.8)
L
O
En prenant le modèle d’écoulement de la figure
3.B.1, les bilans de matière nous permettent
d’écrire
LC1 + kLa (CO2 * dC 2
-CO2) ΩH = LC2 + Vcol (3.C.9)
dt
Traitement des effluents gazeux sous hautes vitesses de gaz. Page 85
Cas de la colonne à gouttes transportées
2
O
2
dC1 LC2 = LC1 + Vbac (3.C.10)
dt
la combinaison de ces deux dernières équations conduit à l’expression suivante :
C ( t)
t
O 2
dC
O2
∫ =
*
C − C ∫ ⎞
C ( t ) O O t
O20220 V
bac
⎛
⎜
⎝ k
L
dt
1 1
+ ⎟
aΩH
L ⎠
(3.C.11)
En
supposant le coefficient volumétrique de transfert de matière kLa indépendant du temps et
en intégrant l’équation (3.C.11) entre l’instant t0
(début de la réoxygénation) et l’instant t (fin
de
la réoxygénation), nous obtenons l’expression suivante :
* ⎡C
O − C 2 O
Ln⎢
*
⎢⎣
CO
− C 2
O
( t ⎤ 0 )
⎥ =
( t)
2 ⎥⎦
V
2
Film
gaz
Film
liquide
*
CO2i=CO2
bac
⎛
⎜
⎝ k
t − t
L
0
1
+
aΩH
Liquide (H2O)
1 ⎞
⎟
L ⎠
CO2
δG 0 δL x
(3.C.12)

Chapitre 3 : Détermination des paramètres de transfert de matière
gaz-liquide de la colonne à gouttes transportées décembre 2002
*
CO
2
est la concentration de saturation en oxygène qui dépend de la température et de la
pression.
( t ) est la concentration minimale en oxygène dissous, ( t)
et la concentration
C 0
O 2
en
oxygène à l’instant (t).
* ⎡C ⎤
O − C ( t )
2 O2
0
En traçant Ln⎢
* ⎥ en fonction du temps (t-t 0),
on obtient une droite dont la pente
⎢⎣
CO − C ( t)
2 O2
⎥⎦
va
nous permettre de déterminer le coefficient volumétrique de transfert de matière côté
liquide
(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) :
( k L a)
T
( k La)
20 C
( T−20)
où T est le température de l’essai en °C.
Traitement des effluents gazeux sous hautes vitesses de gaz. Page 86
Cas de la colonne à gouttes transportées
CO 2
° = (3.C.13)
1,
024
3 .C.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 me ttre en œuvre car le gaz à transférer est déjà présent dans l’air. La colonne
est
maintenue en fonctionnement à des débits d’eau et d’air constants : l’eau circule en boucle
fermée et l’air en circuit ouvert.
Pour observer l’oxygénation de l’eau, il faut que le liquide circulant dans la colonne ait une
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 :
Na
2
SO
3
1
2+
Co
+ O 2 ⎯⎯→Na
2SO
2
4
(3.C.14)
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 quantité de sulfite de sodium employée doit être en excès pour atteindre une
concentration minimale proche de zéro pour l’oxygène dissous dans l’eau.

Chapitre 3 : Détermination des paramètres de transfert de matière
gaz-liquide de la colonne à gouttes transportées décembre 2002
D’après
Bouaifi (1997) et Dabaliz (2002), la concentration en sulfite de sodium doit être de
l’ordre
de 160 mg/l et celle du sulfate de cobalt doit être égale à 10 mg/l.
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.
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 oxymètre
YSI modèle
ARC.
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.
Concentration en
oxygène dissous
Figure
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 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 r
* 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.
*
C * O2
CO2(t)
CO2(t0)
0 t0 t
temps
Connaissant C O2, CO2(t0) et CO2(t) nous pouvons déterminer le coefficient volumétrique de
transfert de matière côté liquide.
Traitement des effluents gazeux sous hautes vitesses de gaz. Page 87
Cas de la colonne à gouttes transportées

Chapitre 3 : Détermination des paramètres de transfert de matière
gaz-liquide de la colonne à gouttes transportées décembre 2002
Le 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.
Pour
éviter la variation des propriétés physico-chimiques du liquide d’absorption suite à
l’accumulation
de sels, le bac de reprise est vidangé et l’eau de circulation est changée avant
chaque essai.
La précision de la mesure expérimentale de kLa est de l’ordre de + 10% compte tenu des
incertitudes sur les concentrations
en oxygène, la valeur de la pression, la valeur de la
température et les incertitudes
graphiques de la valeur de la pente.
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.
Pression totale 1 atm
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 m 3 /h
Débit de liquide 0,6 – 1,2 m 3 /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 m 3 /h et G=700 m 3 /h. Les
autres points de fonctionnement considérés présentent des courbes de même allure.
Traitement des effluents gazeux sous hautes vitesses de gaz. Page 88
Cas de la colonne à gouttes transportées

Chapitre 3 : Détermination des paramètres de transfert de matière
gaz-liquide de la colonne à gouttes transportées décembre 2002
Concentration en oxygène dissous
(mg/l)
9
8
7
6
5
4
3
2
1
0
0 100 200 300 400 500 600 700 800
temps (s)
Figure
3-C-4 : Variation de la concentration en oxygène dissous dans l’eau pour le point de
fonctionnement
L = 0,8 m 3 /h et G = 700 m 3 /h.
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 du temps. Ainsi, le transfert de l’oxygène de
l’air vers l’eau est bien un phénomène d’absorption
purement physique comme prévu par la
littérature.
En utilisant les points de la remontée de la concentration en oxygène pour tracer le
*
Ln(
C − C ( t
*
)) /( C − C ( t))
en fonction du temps, nous obtenons des droites comme
O2
O2
0
O2
O2
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 m 3 /h et G=700 m 3 /h, nous obtenons une
droite de pente égale à 0,0051 s -1 à 298 K, figure 3-C-5.
Traitement des effluents gazeux sous hautes vitesses de gaz. Page 89
Cas de la colonne à gouttes transportées

Chapitre 3 : Détermination des paramètres de transfert de matière
gaz-liquide de la colonne à gouttes transportées décembre 2002
Ln((C*-C0)/ (C*-C))
1,2
1
0,8
0,6
0,4
0,2
0
y = 0,0051x
R 2 = 0,9957
0 50 100 150 200 250
temps (s)
Figure 3-C-5 : Variation du Ln((C * -C )/(C * 0 -C)) en fonction du temps pour le point de fonctionnement
L = 0,8 m 3 /h et G = 700 m 3 /h.
ce (293 K), le coefficient volumétrique de transfert de
atière en phase liquide est égale à 0,0045 s -1 lorsque L=0,8 m 3 /h et G=700 m 3 A la température de référen
m
/h.
3.C.4.3 Influence du débit de liquide et du débit de gaz sur le coefficient
kLa
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.
-1 )
kLa (s
0,016
0,014
0,012
0,010
0,008
0,006
0,004
0,002
0,000
G = 636 m3/h
G = 700 m3/h
0,4 0,6 0,8 1,0 1,2 1,4
L (m 3 /h)
Figure 3-C-6 : Variation du coefficient kLa en fonction du débit de liquide.
Traitement des effluents gazeux sous hautes vitesses de gaz. Page 90
Cas de la colonne à gouttes transportées

Chapitre 3 : Détermination des paramètres de transfert de matière
gaz-liquide de la colonne à gouttes transportées décembre 2002
A partir de la figure 3-C-6, nous
remarquons que le coefficient volumétrique de transfert
de matière côté liquide est une fonction croissante du débit de liquide lorsque ce dernier varie
de 0,6 m 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
3 /h à 1,2 m 3 /h. Ainsi, le kLa es
ton (1997).
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 m 3 /h à 732 m 3 L
de la figure 3-C-7, que le coefficient volumétrique de transfert augmente
/h. En effet,
l’augmentation du débit de gaz provoque une
dispersion gaz-liquide plus intense conduisant à l’augmentation du kLa.
Nous constatons également que cette augmentation
du kLa est plus significative lorsque la
colonne fonctionne à débit de liquide élevé.
kLa (s -1 )
0,016
0,014
0,012
0,010
0,008
0,006
0,004
0,002
0,000
L = 0,8 m3/h
L = 1,0 m3/h
620 640 660 680
3
G (m /h)
700 720 740
Figure 3-C-7 : Variation du coefficient kLa en fonction du débit de gaz.
Au vue de la littérature, les auteurs semblent partager sur l’influence du débit de gaz sur le
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 Mehta et coll. (1970) ont observé que la valeur de kLa est indépendante du débit de
gaz
jusqu’à une certaine limite, au-delà de laquelle ce coefficient augmente avec le débit de
gaz 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.
Traitement des effluents gazeux sous hautes vitesses de gaz. Page 91
Cas de la colonne à gouttes transportées

Chapitre 3 : Détermination des paramètres de transfert de matière
gaz-liquide de la colonne à gouttes transportées décembre 2002
s l’ensemble, le coefficient volumétrique de transfert kLa de la colonne à gouttes
t compris entre 0,0007
,015 s -1 Dan
transportées varie de 0,0035 à 0,014 s
d’après Roizard et coll. (1997).
-1 dans le domaine de débits étudiés. Ces valeurs sont
proches de celles des colonnes classiques à pulvérisation dont le kLa es
et 0
Le coefficient volumétrique de transfert de matière côté liquide déterminé
expérimentalement
par la méthode de la réoxygénation de l’eau peut être exprimé en fonction
des débits L et G selon la corrélation suivante :
k
L
a =
9.
10
−15
(3.C.15)
Le coefficient volumétrique de transfert de matière donné par cette corrélation est à plus ou
moins 20 % comme l’indique le diagramme de parité présenté par la figure ci-dessous :
kLa théo (s -1
)
0,016
0,014
0,012
0,010
0,008
0,006
0,004
0,002
0,000
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
de
gaz et de liquide. En effet, l’augmentation des débits de fluides provoque une dispersion
gaz-liquide plus intense ; le nombre de gouttes ainsi que leur fréquence sont par ce fait plus
importants
ce qui explique une amélioration du transfert de matière dans la colonne à gouttes
transportées.
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 m 3 c
(0
/h et le
débit de liquide
prend des valeurs comprises entre 0,2 et 1,3 m 3 /h.
Traitement des effluents gazeux sous hautes vitesses de gaz. Page 92
Cas de la colonne à gouttes transportées
L
0,
93
G
4,
22
+20%
0,000 0,002 0,004 0,006 0,008 0,010 0,012 0,014 0,016
k La exp (s -1 )
-20%

Chapitre 3 : Détermination des paramètres de transfert de matière
gaz-liquide de la colonne à gouttes transportées décembre 2002
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 L α 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 L 0,93 et G 4,22 .
3.C.4.4
Influence de la rétention liquide totale sur le coefficient kLa
Certains auteurs comme Botton et coll. (1999) proposent de relier le coefficient
volumétrique de transfert de matière côté liquide
kLa à la rétention liquide.
Lors
du paragraphe précédent, nous avons pu constater que le coefficient volumétrique de
transfert 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.
Pour
étudier l’influence de la rétention liquide sur le coefficient volumétrique de transfert de
matière coté liquide de la colonne à gouttes transportées,
nous avons représenté le kLa en
fonction du rapport de rétention εL/εG.
a (s -1 )
kL
0,018
0,015
0,012
0,009
0,006
0,003
0
k La = 0,2808x 1,8
R 2 = 0,8778
0,1 0,12 0,14 0,16 0,18 0,2
rétention 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.
Traitement des effluents gazeux sous hautes vitesses de gaz. Page 93
Cas de la colonne à gouttes transportées

Chapitre 3 : Détermination des paramètres de transfert de matière
gaz-liquide de la colonne à gouttes transportées décembre 2002
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
coefficient
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 :
-5 m/s)
(10
kL
kL (10 -5 m/s)
18
16
14
12
10
8
6
4
2
G = 636 m3/h
G = 700 m3/h
0
0,4 0,6 0,8 1,0 1,2 1,4
L (m 3 /h)
Figure 3-C-11 : Variation du coefficient kL en fonction du débit de liquide.
14
12
10
8
6
4
2
0
620 640 660 680 700 720 740
G (m 3 /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.
Traitement des effluents gazeux sous hautes vitesses de gaz. Page 94
Cas de la colonne à gouttes transportées

Chapitre 3 : Détermination des paramètres de transfert de matière
gaz-liquide de la colonne à gouttes transportées décembre 2002
La décroissance du coefficient de transfert
de matière côté liquide a été observée
également par Pinilla et coll. (1984). Le coefficient
kL mesuré par ces auteurs varie entre
2 10 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.
-5 et 23 10 -5 m/s. Les coefficients de transf
ont du même ordre de grandeur, bien que le système g
aHCO3) 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. (1970)
ont remarqué que le kL obtenu en
faisant le rapport entre le kLa mesuré par absorption du CO 2 dans l’eau et l’aire interfaciale
mesurée par oxydation du Na2S2O 3 , est une fonction croissante du débit de liquide.
D’après
ces
auteurs, le coefficient de transfert de matière des colonnes à pulvérisation étudiées varie
entre 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.
3. C.5 Conclusion
Le coefficient volumétrique de transfert de matière en phase liquide (kLa) est l’un des
paramètres essentiels pour le dimensionnement
et le calcul de l’efficacité des contacteurs
gaz-liquide. L’objectif de cette partie de l’étude a été de déterminer le coefficient
volumétrique
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 matière
kLa
est une fonction croissante du débit de gaz et du débit de liquide circulant dans la colonne.
Ce même paramètre a été également relié à la rétention liquide de la colonne à gouttes
transportées.
Traitement des effluents gazeux sous hautes vitesses de gaz. Page 95
Cas de la colonne à gouttes transportées

Partie D
Détermination du coefficient
volumétrique de transfert de matière en
phase gazeuse (kGa)
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)

Chapitre 3 : Détermination des paramètres de transfert de matière
gaz-liquide de la colonne à gouttes transportées décembre 2002
3.D Détermination du coefficient volumétrique de transfert
de
matière en phase
gazeuse (kGa)
3.D.1
Introduction
De même importance que le coefficient kLa, le coefficient volumétrique de transfert de
matière
en phase gazeuse, kGa, est l’un des paramètres fondamentaux du dimensionnement
des
réacteurs gaz-liquide. Lors de cette partie, nous allons déterminer le coefficient kGa de la
colonne
à gouttes transportées par une réaction instantanée de surface.
Tout
d’abord, nous présentons le système chimique (SO2-Air/NaOH) choisi pour déterminer
ce
coefficient kGa et avons détaillé la mise en œuvre expérimentale et l’application de cette
méthode
à la colonne à goutte transportées. Par la suite, nous avons exposé les résultats
obtenus
pour notre procédé puis avons vérifié les hypothèses du régime de réaction.
3.D.2 Méthodes de détermination du coefficient volumétrique de
transfert
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 20
% de la résistance globale du système ammoniac/eau se trouve en phase
liquide.
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 de surface
Pour déterminer le coefficient de transfert de matière côté gaz kGa, on met en œuvre
une réaction très rapide pour que le flux d’absorption soit entièrement déterminé
par la
Traitement des effluents gazeux sous hautes vitesses de gaz. Page 96
Cas de la colonne à gouttes transportées

Chapitre 3 : Détermination des paramètres de transfert de matière
gaz-liquide de la colonne à gouttes transportées décembre 2002
résistance
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 :
k
G
φ
a = (3.D.1)
P
Les conditions à satisfaire pour ce régime de réaction sont les suivantes :
BL
et GaPA
k La
C B0
zD AL
Traitement des effluents gazeux sous hautes vitesses de gaz. Page 97
Cas de la colonne à gouttes transportées
A
Ha >> Ei (3.D.2)
D
k

Chapitre 3 : Détermination des paramètres de transfert de matière
gaz-liquide de la colonne à gouttes transportées décembre 2002
bases fortes comme l’hydroxyde de sodium qui est mise en œuvre pour la détermination du
kGa.
Lors 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.
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
soude s’écrit comme suit :
SO2 + 2 OH -
Cette réaction est d’ordre 1 par rapport au dioxyde de soufre et d’ordre 1 également par
rapport
à la soude, Badssi (1984). La vitesse de la réaction s’exprime par :
Traitement des effluents gazeux sous hautes vitesses de gaz. Page 98
Cas de la colonne à gouttes transportées
k
− [ SO ] [ ]
SO3 2- + H2O (3.D.5)
r = k 2 OH
(3.D.6)
La constante cinétique k est généralement
supérieure à 10 m .mole/s d’après Journot (1996).
Le système SO2 dans l’air/solution NaOH a été utilisé par plusieurs auteurs, dont Laurent
(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
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 :
Gaz
PSO2
Film
gaz
Interface
Film
liquide
CNaOHi
6 3
Liquide
CNaOHo
δ G 0 δL x
PSO2i = 0 et CSO2i = 0
Figure 3-D-1 : Profils des concentrations d’une réaction instantanée de surface.

Chapitre 3 : Détermination des paramètres de transfert de matière
gaz-liquide de la colonne à gouttes transportées décembre 2002
D’autres auteurs ont admis que ce système chimique présente une cinétique de réaction très
rapide
et que la résistance au transfert est localisée uniquement dans la phase gaz pour des
pressions
en SO2 beaucoup plus faibles. L’essentiel est de pouvoir observer une différence de
pression
en SO2 entre l’entrée et la sortie du contacteur gaz-liquide. Parmi ces auteurs, il est
possible
de citer Virkar et Sharma (1975) qui ont déterminé le kGa d’un tube venturi avec une
fraction
de SO2 comprise entre 0,4 et 1 %, Pinilla et coll (1984) ont utilisé une fraction en S02
égale
à 0,1 % pour le kGa d’une colonne à pulvérisation, Lorent (1992) a déterminé le kGa
d’un
laveur à câbles avec une fraction en SO2 égale à 0,12 % tandis que Journot (1996) a
mesuré
le kGa avec de l’air contenant 0,1 à 0,2 % de SO2. En revanche, la concentration de la
soude
doit être supérieure à 0,4 mole/l pour que la résistance en phase liquide soit négligeable.
3.D.3.2
Détermination du coefficient kGa par absorption du dioxyde de
soufre
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 :
où PSO2 est la pression partielle du dioxyde de soufre.
φ = k GaP
(3.D.7)
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
Traitement des effluents gazeux sous hautes vitesses de gaz. Page 99
Cas de la colonne à gouttes transportées
SO2

Chapitre 3 : Détermination des paramètres de transfert de matière
gaz-liquide de la colonne à gouttes transportées décembre 2002
l’on retrouve dans les fumées issues des fours d’incinération d’ordure ménagères. Cette
concentration est de 400 mg SO2/Nm 3 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 acidobasique.
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 :
Traitement des effluents gazeux sous hautes vitesses de gaz. Page 100
Cas de la colonne à gouttes transportées

Chapitre 3 : Détermination des paramètres de transfert de matière
gaz-liquide de la colonne à gouttes transportées décembre 2002
Pression totale 1 atm
Température de l’essai 293 K
Volume du liquide de circulation 30 l
Liquide de circulation [NaOH] = 1 mole/l
Gaz 0,01 % SO2 dans l’air
Vitesse de gaz 10,5 – 11,5 m/s
Débit de gaz 668 – 732 m 3 /h
Débit de liquide 0,8 – 1,2 m 3 /h
Tableau 3-D-1 : Conditions opératoires pour la détermination du coefficient kGa.
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/Nm 2
onne. Le flux de SO2 absorbé est donné par
e
3 . Cette concentration en SO diminue pour atteindre des valeurs
nférieures à 40 mg/Nm 3 i
à la sortie de la col
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)] :
G ⎛ P ⎞
m SO ⎜ 2e
k =
⎟
Ga
Ln
(3.D.8)
ΩhP
⎜ ⎟
⎝ PSO2s
⎠
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.
Traitement des effluents gazeux sous hautes vitesses de gaz. Page 101
Cas de la colonne à gouttes transportées

Chapitre 3 : Détermination des paramètres de transfert de matière
gaz-liquide de la colonne à gouttes transportées décembre 2002
kGa (10 -5 mole/sm 3 Pa)
800
700
600
500
400
300
200
100
0
G = 668 m3/h
G = 700 m3/h
0,7 0,8 0,9 1,0 1,1 1,2 1,3
L (m 3 /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 m 3 de
/h. Ce résultat a déjà été observé pour les colonnes à garnissage
[Jhaveri et coll. (1968)]. Cependant, ce résultat est différent de la tendance de variation du kGa 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 gazliquide
dans des colonnes classiques à pulvérisation.
kGa (10 -5 mole/sm 3 Pa)
800
700
600
500
400
300
200
100
0
L = 0,8 m3/h
L = 1,2 m3/h
L = 1,0 m3/h
660 675 690 705 720 735
G (m 3 /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/sm 3 Pa lorsque le débit de gaz
Traitement des effluents gazeux sous hautes vitesses de gaz. Page 102
Cas de la colonne à gouttes transportées

Chapitre 3 : Détermination des paramètres de transfert de matière
gaz-liquide de la colonne à gouttes transportées décembre 2002
ans la colonne à gouttes transportées évolue de 668 m 3 /h à 732 m 3 d
/h. Cette tendance est en
accord 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. (1974).
Nous avons rassemblé
les résultats obtenus afin de proposer une corrélation du coefficient
kGa en fonction du débit
des fluides dans la colonne à gouttes transportées. La corrélation
indique que kGa est uniquement
fonction du débit de gaz, tel que :
k
G
−8
3,
6
= 3.
10 G
(3.D.9)
La corrélation ci-dessus est valable pour un débit de gaz compris entre 668 m
ure (3-D-4).
3 /h et 732 m 3 /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 m 3 /h et 1,2 m 3 /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
le/m 3 Pa)
-5 mo
a théo
(10
kG
800
700
600
500
400
300
200
100
0
Figure 3-D-4 : Comparaison entre le coefficient kGa théorique et le coefficient kGa expérimental.
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/sm 3 Pa ou encore Hixon et coll. (1935) qui trouvent un
oefficient compris entre 13 10 -5 et 850 10 -5 mole/sm 3 Les valeurs expérimentales du kGa de la colonne à gouttes transportées (360 10
Pa pour des colonnes à pulvérisation à
contre-courant.
-5 à
606 10 -5 mole/sm 3 Pa) sont supérieures aux valeurs de kGa (5 10 -5 à 200 10 -5 mole/sm 3 Pa) 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 gou
p
v
c
Traitement des effluents gazeux sous hautes vitesses de gaz. Page 103
Cas de la colonne à gouttes transportées
a
+16%
-16%
0 100 200 300 400 500 600 700
k Ga exp (10 -5 mole/m 3 Pa)

Chapitre 3 : Détermination des paramètres de transfert de matière
gaz-liquide de la colonne à gouttes transportées décembre 2002
s de kGa des colonnes à bulles
5 10 - -5 mole/sm 3 Nos valeurs de kGa sont également supérieures aux valeur
5
(2 – 120 10 Pa) et se rapprochent du coefficient kGa mesuré dans le cas des
laveurs venturi (320 10 -5 – 25000 10 -5 mole/sm 3 Pa).
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 transfert
de matière côté gaz et de l’aire interfaciale a déterminés
expérimentalement
au début de cette étude de transfert de matière. Les résultats obtenus sont
présentés sur les figures ci-dessous
:
2 sPa)
le/m
(10 -5 mo
kG
kG (10 -5 mole/m
2 sPa)
9
8
7
6
5
4
3
2
1
0
0,7 0,8 0,9 1,0 1,1 1,2 1,3
L (m 3 /h)
G = 700 m3/h
Figure 3-D-5 : Variation du coefficient kG en fonction du débit de liquide.
9
8
7
6
5
4
3
2
1
0
L = 0,8 m3/h
L = 1,0 m3/h
660 680 700 720 740
G (m 3 /h)
Figure 3-D-6 : Variation du coefficient kG en fonction du débit de gaz.
Traitement
des effluents gazeux sous hautes vitesses de gaz. Page 104
Cas de la colonne à gouttes transportées

Chapitre 3 : Détermination des paramètres de transfert de matière
gaz-liquide de la colonne à gouttes transportées décembre 2002
Les études concernant le coefficient de transfert de matière côté gaz kG sont peu
nombreuses ; la principale
est celle effectuée par Mehta et coll. (1970). Cette étude montre
l’ indépendance du coefficient kG vis-à-vis du débit de liquide dans plusieurs colonnes à
pulvérisation.
Tandis que lors de notre étude ce même paramètre décroît en fonction du débit
de liquide. Cette décroissance est importante entre 0,8 m 3 /h et 1 m 3 /h.
En ce qui concerne l’influence du débit de gaz sur le coefficient de transfert de matière
côté gaz, nous remarquons de la figure
(3-D-6) précédente que le coefficient kG est une
fonction
croissante du débit de gaz. Ce coefficient kG augmente dans un premier temps quand
le débit
de gaz passe de 668 m 3 /h à 700 m 3 /h puis le kG diminue légèrement quand le débit
passe à 732 m 3 /h.
Mehta et coll. (1970) ont également remarqué une croissance d u coefficient kG en fonction
du débit de gaz. Ces auteurs proposent une valeur moyenne du coefficient kG de l’ordre de
1,25 10 -5 mole/m 2 sPa pour les colonnes classiques à pulvérisation. Cette valeur est cinq fois
inférieure à la valeur trouvée pour la colonne à gouttes transportées.
3.D.4.5
Vérification du régime de réaction
Lors de la mise en œuvre de l’absorption du dioxyde de soufre
par une solution
d’hydroxyde de sodium pour la détermination du coefficient volumétrique de transfert
de
matière côté gaz (kGa), nous avons considéré la réaction comme étant
instantanée de surface.
Connaissant les valeurs de a, kLa et les pressions partielles de SO2,
il nous est possible de
vérifier les hypothèses émises :
a\ Régime de réaction instantanée
Pour considérer le régime de réaction comme étant instantané, le nombre de Hatta
doit
être
supérieur au facteur d’accélération instantané (Ha>5∼10 Ei). Dans le cas de l’absorption
du
SO2 par la solution de NaOH, le nombre Ha s’exprime comme suit :
[ NaOH]
et le facteur Ei est donné par l’équation ci-dessous :
kDSO2
Ha = (3.D.10)
k
D
E i = 1+
2D
NaOH
SO2
L
[ NaOH]
[ SO 2 ] i
(3.D.11)
Traitement
des effluents gazeux sous hautes vitesses de gaz. Page 105
Cas de la colonne à gouttes transportées

Chapitre 3 : Détermination des paramètres de transfert de matière
gaz-liquide de la colonne à gouttes transportées décembre 2002
b\ réaction de surface
Pour le système chimique SO2/NaOH, le critère à satisfaire pour
que la réaction soit
une réaction de surface est :
k
aP
D NaOH

Chapitre 3 : Détermination des paramètres de transfert de matière
gaz-liquide de la colonne à gouttes transportées décembre 2002
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 m 3 /h) et du débit de gaz (636 – 732 m 3 /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 olumétrique de transfert de matière côté liquide, kLa, a été déterminé par
une
méthode d’absorption physique en absence de réaction chimique basée sur l’étude de la
réoxygénation 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 coefficient de transfert de matière côté liquide, kL, ce dernier est une
fonction décroissante du débit de liquide et une fonction croissante du débit de gaz.
Quant au coefficient volumétrique de transfert de matière côté gaz kGa, il a été déterminé
par une réaction instantanée de surface à l’aide du système
chimique SO2-NaOH. Ce
paramètre de transfert de matière est une fonction
croissante qui dépend uniquement du débit
d e gaz. Le coefficient kGa de la colonne à gouttes transportées est largement supérieur à celui
couramment 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 liquide devient important et augmente légèrement avec
le débit
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.
Traitement des effluents gazeux sous hautes vitesses de gaz. Page 107
Cas de la colonne à gouttes transportées

Chapitre
4
Traitement des effluents gazeux dans
la colonne à gouttes transportées
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)

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
éléments nocifs. Au contraire, l’incinération
est la source potentielle d’un certain nombre de
polluants
dans l’air. Lors de cette incinération, deux tiers de la masse du déchet partent en
fumée c'est -à-dire en gaz et en poussières. Quant au tiers restant, il est transformé
essentiellement
en mâchefers et en scories. Dans le cadre de cette étude, nous proposons un
nouveau 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
gouttes
transportées. Cette étude a été effectuée à la demande de la société PROCEDAIR
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 sont
le chlorure
d’hydrogène
et le dioxyde de soufre qui sont deux composants majeurs des fumées issues des
installations 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 sèches de composition très variée.
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 volonté
de
protéger l’environnement, il est important de développer de nouveaux procédés basés sur
des concepts originaux et qui sont toujours plus performants. C’est dans cette perspective que
la colonne à gouttes transportées a été conçue.
Traitement des effluents gazeux sous hautes vitesses de gaz. Page 108
Cas de la colonne à gouttes transportées

Chapitre 4 : Traitement des effluents gazeux dans la colonne à gouttes transportées décembre 2002
4.2.2
Normes de rejet des usines d’incinération
En quelques années, le domaine du traitement de l’air des usines d’incinération a
connu beaucoup
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 installations
existantes. Le tableau ci-dessous résume l’essentiel de ces
normes pour les polluants gazeux :
Polluants Arrêté du 25/01/91 Circulaire
du 24/02/97 Directive CEE
Poussières 30 10 10
CO 100 50 50
HCl 50 10 10
HF 2 1 1
SO2 300 50 50
NOX ….. 200
COT (hydrocarbur es) 20 10
10
Mercure 0,2 0,05
0,05
Cadmium 0,05
0,05
Autres métaux lour ds 1 à 5 0,5
0,5
Dioxines et furanes ….. 0,1 0,1
Tableau 4-1 : Evolution de la réglementation applicable en France sur les émissions gazeuses des UIOM.
Les teneurs
en polluants sont exprimées en mg/Nm 3 , sauf pour la dioxine exprimée en ng/Nm 3 .
Ces évolutions s’inscrivent dans le contexte de la révision des plans départementaux de
gestion
des déchets ménagers, qui prévoit l’implantation en moyenne
de quatre nouveaux
incinérateurs 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 la nouvelle
directive
européenne, les fumées de l’incinération doivent passer par une étape d’épuration
qui
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.
Traitement des effluents gazeux sous hautes vitesses de gaz. Page 109
Cas de la colonne à gouttes transportées

Chapitre 4 : Traitement des effluents gazeux dans la colonne à gouttes transportées décembre 2002
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 chlore apparaît également sous forme de sels inorganiques tels que le chlorure de sodium
(NaCl) contenu dans le bois, les papiers, les cartons ainsi que les déchets alimentaires et
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.
D’après une étude de Sibieude et coll. (1993), la quantité de plastiques dans les ordures
ménagères
se situe entre 3 et 6 %, dont le quart est en PVC. Ainsi une tonne d’ordures
ménagères contiendrait près de 7 à 12 k g de chlore dont 70 % s e retrouve après incinération
sous forme de HCl dans les fumées. Les émissions anthropiques du chl orure d’hyd rogène dans l’air sont estimées
entre 0,4 et
1 million de tonnes p ar an. En F rance, ces émissions sont de l’ordre de 70 mille tonnes/an, et
sont réparties par secteur
d’activité comme suit :
Traitement des effluents gazeux sous hautes vitesses de gaz. Page 110
Cas de la colonne à gouttes transportées

Chapitre 4 : Traitement des effluents gazeux dans la colonne à gouttes transportées décembre 2002
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)] .
Ce
tableau montre bien que les principales sources de chlorure d’hydrogène dans l’air sont la
combustion 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/Nm 3 avec une valeur moyenne aux alentours de 1000 mg/Nm 3 pour les
ordures ménagères.
♦ 2000 mg/Nm 3 et plus pour les déchets industriels riches en plastiques.
lles directives européennes ont fixé la limite de rejet à 10 mg/Nm 3 Les nouve
pour les
installations
d’incinération de déchets dangereux et de déchets ménagers.
4.3.2 Dioxyde de soufre
Les oxydes de soufre (SO x)
regroupent deux composés
essentiels, le dioxyde de soufre
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
majoritaire dans les fumées de combustion, Le Goux et coll. (1995).
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.
Les déchets à fortes
teneurs en soufre sont : les pneus, le plâtre, les panneaux muraux
et les
déchets 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 comme
suit :
Traitement des effluents gazeux sous hautes vitesses de gaz. Page 111
Cas de la colonne à gouttes transportées

Chapitre 4 : Traitement des effluents gazeux dans la colonne à gouttes transportées décembre 2002
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 concentration en SO2 dans les fumées d’incinération de déchets avant traitement est de :
♦ 50 à 250 mg/Nm énagers ;
3 pour les déchets m
♦ 400 mg/Nm 3 au maximum pour les déchets industriels.
Les nouvelles directives européennes ont fixé la limite de rejet à 50 mg/Nm
ncinération de déchets dangereux et de déchets ménagers.
3 pour les
installations
d’i
4.4
Absorption des polluants gazeux par la colonne à gouttes
transportées : mode opératoire
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 /Nm 3 L’air entrant dans la colonne à gouttes transportées est pollué artificiellement avec des
g
oit envi on 1000 mg/Nm pour le
dioxyde de soufre. L’injection de ces polluants se fait au niveau de la canalisation d’air en
amont de la colonne.
3 p ur le chloru ’hyd et 400 mg
Le principe de notre procédé de traitement des ef fluents gazeux repose sur le transfert de ces
polluants acides de la phase gazeuse à une phase liquide plus facile à traiter.
L’air en tête de colonne est analysé pour déterminer
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.
4.4.1
Injection de polluants
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. Le dispositif d’injection des gaz acides est schématisé sur la figure 4-1
Traitement des effluents gazeux sous hautes vitesses de gaz. Page 112
Cas de la colonne à gouttes transportées

Chapitre 4 : Traitement des effluents gazeux dans la colonne à gouttes transportées décembre 2002
ci-dessous. Les manomètres, les vannes et les rotamètres sont en acier inoxydable pour
résister à ces produits corrosifs.
HCl N2
SO2
Figure 4-1 : Dispositif d’injection des gaz acides (HCl et SO2).
Vers la colonne
Trois bouteilles de gaz sont nécessaires : le chlorure d’hydrogène (HCl), le dioxyde de soufre
(SO2) et l’azote (N2). En effet, une purge du circuit par un courant d’azote avant et après
chaque
essai est nécessaire pour éliminer l’humidité qui au contact des polluants acides
corroderait les éléments en acier.
Lors de nos essais, nous avons injecté du chlorure d’hydrogène, du dioxyde de soufre puis un
mélange
de ces deux polluants.
4.4.2 Echantillonnage des polluants
Les échantillons de gaz sont prélevés à l’entrée et à la sortie de la colonne. Chaque
fraction
de ce gaz est envoyée dans une série de trois flacons laveurs où le polluant est
absorbé dans u ne solut ion appropriée. Plusieurs flacons sont disposés en série afin d’assurer la
récupération de la totalité du polluant.
Les normes AFNOR EN 1 911 1 , 2 et 3 (1998) donnent une description détaillée du
dispositif d’échantillonnage et de la méthode de détermination
de la concentration du chlorure
d’hydrogène dans un effluent g azeux. Nous avons
suivi ces normes pour mettre en place le
circuit d’échantillonnage des gaz. Dans le cas d’un échantillon pouvant
contenir des
Traitement des effluents gazeux sous hautes vitesses de gaz. Page 113
Cas de la colonne à gouttes transportées
R
R

Chapitre 4 : Traitement des effluents gazeux dans la colonne à gouttes transportées décembre 2002
gouttelettes,
ces normes préconisent d’effectuer un échantillonnage isocinétique pour obtenir
un résultat représentatif de la composition du gaz (annexe 12).
Pour satisfaire
cette condition, le système d’échantillonnage doit se composer de deux circuits
comme
suit (Figure 4-2) :
♦ un circuit primaire d’aspiration où le débit de gaz aspiré est calculé pour que la vitesse
du
gaz dans la sonde soit égale à sa vitesse dans la colonne (phénomène d’isocinétisme). Ce
débit
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
corrosion
dans cette ligne d’échantillonnage.
♦ un circuit secondaire qui alimente les flacons laveurs. L’aspiration du gaz est assurée
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.
Gaz
Gaz traité
11
10
1 Sonde
2 Cartouche de silicagel
3 Débitmètre
4 Pompe à vide
5,6,7 Flacons laveurs 8 Débitmètre à bulles
9 Pompe à vide
10 Colonne
11 Séparateur gaz-liquide
Figure 4-2 : Dispositif d’échantillonnage isocinétique en tête de colonne.
Traitement des effluents gazeux sous hautes vitesses de gaz. Page 114
Cas de la colonne à gouttes transportées

Chapitre 4 : Traitement des effluents gazeux dans la colonne à gouttes transportées décembre 2002
Selon la norme, la durée d’aspiration de l’effluent gazeux est comprise entre 30 et
60
minutes. Les flacons laveurs doivent contenir 100 ml d’eau permutée pour récupérer tout le
chlorure d’hydrogène co ntenu dans le gaz .
A l’heure actuelle, il n’existe pas de norme pour le prélèvement du dioxyde de soufre, nous
avons alors appliqué le même principe
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
La concentration en polluants dissous dans les flacons laveurs est déterminée par deux
méthodes
:
♦ potentiométrie en utilisant du nitrate d’argent pour l’acide chlorhydrique
dissous
(annexe
13) ;
♦ 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)
e à 1000 mg/Nm 3 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 fixé
correspond ainsi à la concentration
moyenne de ce polluant dans les fumées issues de l’incinération de déchets ménagers.
Le liquide d’absorption qui circule dans la 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 injecte le chlorure d’hydrogène pendant au moins deux heures. Une fois la concentration
atteinte, 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.
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.
Traitement des effluents gazeux sous hautes vitesses de gaz. Page 115
Cas de la colonne à gouttes transportées

Chapitre 4 : Traitement des effluents gazeux dans la colonne à gouttes transportées décembre 2002
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 m 3 /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 m 3 /h.
G L
(m
[HCl] [HCl] Efficacité Norme de rejet
3 /h) (m 3 /h)
entrée
(mg/Nm 3 )
sortie
(mg/Nm 3 ) (%) (mg/Nm 3 )
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
d’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.
Cependant
pour un débit de gaz G = 732 mg/Nm , le débit de liquide ne semble pas avoir une
influence particulière sur l’absorption du HCl. En effet les quantités de HCl rejetées à
l’atmosphère sont inférieures à 4 mg/Nm 3 et varient entre 3,5 et 3,9 mg/Nm 3 lorsque le débit
de liquide prend des valeurs comprises entre 0,6 et 1,2 m 3 /h. Cet écart n’est pas assez
significatif car il est inférieur à 1 mg/Nm 3 pour un débit de liquide qui double de valeur.
es essais complémentaires ont été réalisés à un débit de gaz fixe égal à 668 m 3 D
/h et à
700 m 3 /h, tout en faisant varier le débit de liquide. Les résultats de ces mesures sont en accord
avec ceux obtenus pour G = 732 m 3 /h, comme l’indique la figure 4-3 ci-dessous :
Traitement des effluents gazeux sous hautes vitesses de gaz. Page 116
Cas de la colonne à gouttes transportées
3

Chapitre 4 : Traitement des effluents gazeux dans la colonne à gouttes transportées décembre 2002
3
[HCl]sortie (mg/Nm )
6
5
4
3
2
1
0
0,5
G = 668 m3/h
G = 700 m3/h
0,7 0,9 1,1 1,3
L (m 3 /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’absorption du chlorure d’hydr ogène. Ce résultat confirme les ob servations faites lors de
l’é tude du coefficient de transfert de matière côté gaz en fonctio n du débit de li quide.
Ce
résultat est important car si l’ absorption de HCl ne dépend pas du débit de liquide cela signifie
qu’il est possible d’av oir une effica cité d’absorption élevée même
à débit liquide faible ce qui
perm et de limiter la consommation de liquide et les pertes de charge au niveau de la colonne
à
gouttes transportées. De plus, les quantités de chlorure d’hydrogène dans l’effluent épuré sont
largement
inférieures aux nouvelles normes imposées par les législations française et
européenne. 4.5.2 Influence du débit de gaz
s fait varier le débit de gaz entre 668 m 3 /h et
32 m 3 /h. Les résultats obtenus pour L = 1,2 m 3 Pour étudier l’influence du débit de gaz sur l’absorption du chlorure d’hydrogène,
nous avons fixé le débit de liquide puis nous avon
7
/h sont présentés dans le tableau suivant :
L G
(m
[HCl] [HCl] Efficacité Norme de rejet
3 /h) (m 3 /h)
entrée
(mg/Nm 3 )
sortie
(mg/Nm 3 ) (%) (mg/Nm 3 )
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.
Traitement des effluents gazeux sous hautes vitesses de gaz. Page 117
Cas de la colonne à gouttes transportées

Chapitre 4 : Traitement des effluents gazeux dans la colonne à gouttes transportées décembre 2002
0 mg/Nm 3 Du tableau 4-6, nous constatons que la teneur de HCl dans le gaz est de 3,1 mg/Nm
.
3
pour G = 668 m 3 /h, cette concentration diminue légèrement à 2,3 mg/Nm 3 quand
G = 700 m 3 /h puis elle augmente pour atteindre les 3,5 mg/Nm 3 à G = 732 m 3 /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 m 3 /h et à 1 m 3 /h sont portés sur le
graphique.
3
[HCl]sortie (mg/Nm )
6
5
4
3
2
1
0
L = 0,8 m3/h
L = 1,0 m3/h
640 660 680 700 720 740
G (m 3 /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 m 3 /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.
Traitement des effluents gazeux sous hautes vitesses de gaz. Page 118
Cas de la colonne à gouttes transportées

Chapitre 4 : Traitement des effluents gazeux dans la colonne à gouttes transportées décembre 2002
Lors des essais effectués, la concentration du dioxyde de soufre dans l’air entrant dans la
olonne est de 400 mg/Nm 3 c
. Cette valeur est supérieure à la concentration de SO2 dans les
fumées
issues de l’incinération des déchets ménagers et correspond à la concentration
maximale
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
concentration
d’acide dans l’eau, on met en route la colonne et on injecte le dioxyde de soufre
pendant
au moins deux heures. Une fois la concentration atteinte, 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 à un soutirage dont le
débit
est égal à 20 l/h.
Lorsque
la concentration du liquide est de 20 g de SO2/l, on commence le prélèvement du gaz
dans
les flacons laveurs. Ce prélèvement se fait pendant 45 minutes conformément à la
norme.
Contrairement au chlorure d’hydrogène,
le dioxyde de soufre est peu soluble dans l’eau
c’est pour cette raison que la plupart
des procédés de traitement des fumées s’effectue avec un
ajout de base constitué le plus souvent de soude
pour favoriser l’absorption de ce polluant.
D’ après Josewick (1990), pour ces procédés le rapport massique Na/S est de 1,8.
Pour
nos essais, nous avons choisi d’ajouter de la soude mais dans les conditions
stoechiométriques de la réaction ayant lieu entre la soude et le SO2 afin de limiter la
consommation du réactif basique :
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 étudier
l’influence du débit de liquide et du
débit de gaz sur les quantités de SO2 rejetées après
traitement par la colonne à gouttes
transportées.
4.6.1 Influence du débit de liquide
SO2 + 2NaOH → Na2SO3 + H2O (4.1)
Pour étudier l’influence du débit de liquide sur l’absorption du dioxyde de soufre, nous
avons fixé le débit de gaz à 732 m 3 /h et avons fait varier le débit de liquide entre
0,6 et 1,2 m 3 /h. Les résultats obtenus sont présentés dans le tableau ci-dessous :
G
(m 3 /h)
L
(m 3 /h)
[SO2]entrée
(mg/Nm 3 )
[SO2]sortie
(mg/Nm 3 )
Efficacité
(%)
Norme de rejet
(mg/Nm 3 )
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.
Traitement des effluents gazeux sous hautes vitesses de gaz. Page 119
Cas de la colonne à gouttes transportées

Chapitre 4 : Traitement des effluents gazeux dans la colonne à gouttes transportées décembre 2002
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 m 3 /h, la quantité de SO2 rejetée à l’atmosphère varie entre
16,6 et 12,8 mg/Nm 3 .
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 m 3 /h et de 700 m 3 du dioxyde de soufre. L
/h
sont
présentés sur la figure suivante :
(mg/Nm 3 )
rtie
[SO2]so
50
45
40
35
30
25
20
15
10
5
0
G = 668 m3/h
G = 700 m3/h
0,5 0,7 0,9 1,1 1,3
L (m 3 /h)
Figure 4-5 : Variation de la concentration de SO2 en tête de colonne en fonction du débit de liquide.
668 m 3 /h et à 700 m 3 /h présentent la même allure de variation en
fonction du débit de liquide.
3
, les quantités de SO2 dans l’air épuré varient autour
/Nm 3 ; cette valeur est trois fois et demi supérieure à
our un débit gazeux de 700 m 3 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 /h
d’une valeur moyenne égale à 30,8 mg
celle observée p
/h.
Nous constatons également que l’effluent gazeux traité par la colonne à gouttes transportées
contient moins de 35 mg/Nm
s de traitement des fumées.
3 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 m
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 :
3 /h afin d’étudier
l’influenc
tra
Traitement des effluents gazeux sous hautes vitesses de gaz. Page 120
Cas de la colonne à gouttes transportées

Chapitre 4 : Traitement des effluents gazeux dans la colonne à gouttes transportées décembre 2002
98
%.
L
(m 3 /h)
G
(m 3 /h)
[SO2]entrée
(mg/Nm 3 )
[SO2]sortie
(mg/Nm 3 )
Efficacité
(%)
Norme de rejet
(mg/Nm 3 )
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
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.
[SO2]sortie (mg/Nm 3 )
50
40
30
20
10
0
660 680 700 720 740
G (m 3 /h)
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 m 3 /h et L= 1 m 3 /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/Nm 3 pour un débit de
az égal à 668 m 3 /h, cette quantité diminue nettement pour atteindre en moyenne 9 mg/Nm 3
our un débit de 700 m 3 /h puis elle augmente à nouveau et devient égale à 18 mg/Nm 3 quand
le débit de gaz augmente à 732 m 3
é
e
l’
E
g
p
/h.
Traitement des effluents gazeux sous hautes vitesses de gaz. Page 121
Cas de la colonne à gouttes transportées

Chapitre 4 : Traitement des effluents gazeux dans la colonne à gouttes transportées décembre 2002
Ainsi la quantité minimale de SO2 rejetée par la colonne à gouttes transportées est de l’ordre
3 3
de
9 mg/Nm ; elle est observée pour un débit de gaz qui s’élève à 700 m /h quelque soit le
débit de liquide.
4.7 Relation entre les concentrations des polluants dans le gaz et le
coefficient
volumétrique de transfert de matière côté gaz
Dans ce paragraphe nous avons tenté
de relier les concentrations des polluants (HCl,
SO2)
dans l’air aux paramètres de transfert de matière. Le paramètre le plus approprié est le
coefficient kGa qui tient compte de la variation de la concentration du gaz.
En
supposant l’écoulement piston pour la phase gaz et en utilisant les concentrations des
polluants mesurées précédemment, nous avons calculé le coefficient kGa(i), tel que :
G P
k Ga(
i)
=
P Ω h P
T
ie
ln avec i = HCl, SO2 (4.2)
Les valeurs de ce coefficient ont été comparées à celles déterminées
lors de l’étude du
transfert de matière (chap. 4), et l’écart a été calculé comme
suit :
is
k Ga
− k Ga(
i)
écart = (4.3)
k a
Les résultats obtenus sont présentés dans le tableau ci-dessous :
G
G (m 3 /h) L (m 3 /h) kGa (mole/m 3 atm) kGa (HCl) (mole/m 3 atm) kGa (SO2) (mole/m 3 atm)
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
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’est
un
Traitement des effluents gazeux sous hautes vitesses de gaz. Page 122
Cas de la colonne à gouttes transportées

Chapitre 4 : Traitement des effluents gazeux dans la colonne à gouttes transportées décembre 2002
résultat important qui indique que le choix du réacteur piston est justifié. Ce dernier est bien
adapté pour décrire l’écoulement de la phase gaz dans la colonne à gouttes transportées. Ce
qui
signifie également que les concentrations des polluants mesurées après traitement par la
colonne à gouttes transportées sont proches de celles prévues par 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 fonction du coefficient volumétrique de
transfert de matière kGa, Figure 4-7 et 4-8.
[HCl]sortie
(mg/Nm 3 )
5,0
4,5
4,0
3,5
3,0
2,5
2,0
1,5
1,0
0,5
0,0
y = 43e -0,005x
R 2 = 0,8816
350 400 450 500 550 600 650 700
kGa (10 -5 mole/m 3 Pa)
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/m 3 atm.
[SO2]sortie (mg/Nm 3 )
50
40
30
20
10
0
y = 28e -0,006x
R 2 = 0,9756
350 400 450 500 550 600 650 700
k Ga (10 -5 mole/m 3 Pa)
Figure 4-8 : Evolution de la concentration de SO2 en tête de colonne en fonction du kGa.
Traitement des effluents gazeux sous hautes vitesses de gaz. Page 123
Cas de la colonne à gouttes transportées

Chapitre 4 : Traitement des effluents gazeux dans la colonne à gouttes transportées décembre 2002
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 m 3 /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
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 proche du cas réel. Pour cela nous avons
pollué artificiellement l’air entrant dans la colonne avec un mélange de gaz acides constitué
de chlorure d’hydrogène et de dioxyde de soufre. La concentration de HCl dans l’air est fixée
à 1000 mg/Nm 3 et celle du SO2 est de 400 mg/Nm 3 .
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.
La durée de chaque essai est fixée à 45 minutes. Ces
essais se font en présence d’une injection
de soude pour favoriser l’absorption des polluants acides et plus particulièrement celle du
dioxyde de soufre.
Le prélèvement des échantillons de gaz se fait par barbotage dans trois flacons laveurs, le
premier contient de l’eau permutée pour absorber le chlorure d’hydrogène et les deux autres
sont 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 m 3 /h. C’est un débit pas trop
élevé qui a été choisi non seulement parce qu’il présente de bons résultats pour l’absorption
séparée du HCl et du SO2 mais également parce qu’il va nous permettre de minimiser la
consommation d’eau et les pertes de charge au niveau de l’installation.
Les résultats obtenus, lorsque le débit de gaz passe de 668 m 3 /h à 732 m 3 /h, sont présentés
dans le tableau suivant :
Traitement des effluents gazeux sous hautes vitesses de gaz. Page 124
Cas de la colonne à gouttes transportées

Chapitre 4 : Traitement des effluents gazeux dans la colonne à gouttes transportées décembre 2002
G
(m 3 /h)
L
(m 3 /h)
[HCl]entrée
(mg/Nm 3 )
[HCl]sortie
(mg/Nm 3 )
Efficacité
(%)
[SO2]sortie
(mg/Nm 3 )
[SO2]sortie
(mg/Nm 3 )
Efficacité
(%)
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/Nm 3 . 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/Nm 3 9
m
pour l
3 /h quand le SO2 est injecté seul la colonne
a plage de débits considérée.
4.9 Conclusion
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 dioxyde
de soufre présents sous forme gazeuse dans les
fumées.
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/Nm 3 La colonne à gouttes
p
dioxyde 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/Nm
.
3 et celles observées
pour la captation du dioxyde de soufre sont supérieures à 9
S
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 réunit
performances élevées, technologie simple et
faibles
coûts d’installation et d’entretien. Elle peut facilement entrer en compétition avec les
autres procédés de traitement des fumées. Cette compétition fait l’objet du prochain chapitre.
Traitement des effluents gazeux sous hautes vitesses de gaz. Page 125
Cas de la colonne à gouttes transportées

Chapitre 5
Détermination des paramètres de
transfert de matière du procédé TFGV
et comparaison avec
la colonne à
gouttes transportées
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)

Chapitre 5 : Détermination des paramètres de transfert de matière du TFGV
et comparaison avec la colonne à gouttes transportées décembre 2002
5 Détermination des paramètres de transfert de matière du
procédé
TFGV et comparaison avec la colonne à gouttes
transportées
5.1 Introduction
Toujours dans le cadre de l’étude des procédés de traitement des effluents gazeux sous
hautes
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’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 Dispositif
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.
L’élément
principal de ce dispositif est une
colonne en verre légèrement inclinée par rapport à
l’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.
Pour
nos essais, nous avons utilisé comme gaz l’air atmosphérique et comme liquide de l’eau
de ville.
Traitement des effluents gazeux sous hautes vitesses de gaz. Page 126
Cas de la colonne à gouttes transportées

Chapitre 5 : Détermination des paramètres de transfert de matière du TFGV
et comparaison avec la colonne à gouttes transportées décembre 2002
4 m 3 /h. L’air ambiant est aspiré par un ventilateur de grande puissance qui
0 m 3 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 m
/h.
3 . Le débit de liquide en circulation
varie de 6 à 2
permet 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
La
canalisation de gaz est raccordée à la colonne de pulvérisation où le gaz et le liquide
circulent
à co-courant. Après passage dans la zone de pulvérisation, l’air traverse un cyclone
puis
un séparateur gaz-liquide pour éliminer les gouttelettes d’eau qu’il contient. L’air épuré
est
remis à l’atmosphère ; par contre l’eau est récupérée dans le bac de reprise pour être
réutilisée
afin d’éviter la consommation de quantités d’eau trop importantes.
L’installation
comporte deux débitmètres pour mesurer le débit de gaz et le débit de liquide en
circulation,
des manomètres pour mesurer la pression en différents points de l’installation, des
prises
de température pour l’air et le liquide, un régulateur de pH et un saturateur pour l’air.
Air
pollué
Tronçon à pulvérisation
pH
Figure 5-1 : Schéma du procédé TFGV.
Cyclone
Séparateur gaz-liquide
Bac de reprise
Egout
Gaz épuré
Traitement des effluents gazeux sous hautes vitesses de gaz. Page 127
Cas de la colonne à gouttes transportées

Chapitre 5 : Détermination des paramètres de transfert de matière du TFGV
et comparaison avec la colonne à gouttes transportées décembre 2002
5.3 Détermination de l’aire interfaciale (a) du Procédé TFGV
L’aire interfaciale du procédé TFGV a été déterminée par absorption avec réaction
chimique
de l’oxygène par une solution aqueuse de sulfite de sodium catalysée par l’ion
cobalt.
Cette méthode a été décrite au chapitre 3, et les conditions d’utilisation du régime
chimique ont été vérifiées pour le TFGV (annexe 17).
5.3.1 Conditions expérimentales
Les conditions expérimentales pour la détermination de l’aire interfaciale sont
résumées dans le tableau ci–dessous :
Pression
totale 1 atm
Température 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 m 3 /h
Débit de liquide 12 – 20 m 3 /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 et de gaz sont maintenus 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 dans le bac de reprise.
Des échantillons
de la solution de sulfite de sodium sont prélevés à des intervalles de
temps
réguliers. Ces échantillons sont dosés par iodométrie afin de déterminer la variation de
la concentration de sulfite (SO3 2- ) 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
observer la décroissance de la concentration en sulfite est de l’ordre de 180 minutes.
Traitement des effluents gazeux sous hautes vitesses de gaz. Page 128
Cas de la colonne à gouttes transportées

Chapitre 5 : Détermination des paramètres de transfert de matière du TFGV
et comparaison avec la colonne à gouttes transportées décembre 2002
] ( mole/l)
[SO3 2-
0,9
0,8
0,7
0,6
0,5
0,4
G = 6000 m3/h et L = 14 m3/h
G = 6000 m3/h et L = 20 m3/h
0 50 100 150 200 250
temps (min)
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 :
a =
2−
1 d[
SO3
]
− VL
2 dt
* [ ] kD [ CoSO ] l
O 2 O2
4 Ω
5.3.2 Influence du débit de liquide et du débit de gaz sur a
(5.1)
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 5-3 et 5-4 suivantes :
a (m 2 /m 3 réacteur)
200
175
150
125
100
75
50
25
0
G=6000 m3/h
10 12 14 16 18 20 22
L (m 3 /h)
Figure 5-3 : Variation de l’aire interfaciale en fonction du débit de liquide.
Traitement des effluents gazeux sous hautes vitesses de gaz. Page 129
Cas de la colonne à gouttes transportées

Chapitre
5 : Détermination des paramètres de transfert de matière du TFGV
et comparaison
avec la colonne à gouttes transportées décembre 2002
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 m 2 /m 3
du procédé TFGV est une fonction croissante du
2 3 3
de réacteur à près de 152 m /m réacteur quand le débit de liquide augmente de 12 m /h à
3
20 m /h. Cette allure de variation de a en fonction
du débit de liquide ( L) est similaire
à celle
observée pour la colonne à gouttes transportées.
a (m 2 /m 3 réacteur)
200
175
150
125
100
75
50
25
0
L=12 m3/h
L = 16 m3/h
500
m 3 0 1500 3000 4500 6000 7 9000
G ( /h)
Figure 5-4 : Variati on de l’aire interfaci ale en fonction du débit
de gaz.
En ce qui concerne l’influence du débit de gaz, nous constatons sur la figure 5-4 que pour
L = 16 m 3 /h, l’aire interfaciale passe de 175 m /m 3 pour un débit de gaz de 2000 m 3 /h à
1 m 2 /m 3
2
3
11 quand ce même
débit atteint les 8000 m /h. Botton (1997) et Muller (1999) avaient
également
observé une décroissance de l’aire interfaciale avec le débit de gaz et l’ont attribué
aux phénomènes de turbulence et de coalescence qui ont lieu à débit
de gaz
é levé et qui ont
comme conséquence la diminution
de l’aire interfaciale
du contacteur
gaz-liquide. Pour un débit de ide plus faible (12 m
moyenne égale à 90 m 2 3
liqu
/h), l’aire interfaciale a varie autour d’une valeur
2
/m et le débit de
gaz
semble
avoir peu d’influence sur ce paramètre
de
transfert de matière comme
dans le cas de la colonne à gouttes transportées. Toutefois, les
d eux courbes précédentes
semblent
tendre vers
la 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
exprimée
en fonction des débits L et G selon la corrélation suivante :
0,
82
a
∝ L
0,
05
G −
(5.2)
Traitement des effluents gazeux sous hautes vitesses de gaz. Page 130
Cas de la colonne à gouttes transportées

Chapitre 5 : Détermination des paramètres de transfert de matière du TFGV
et comparaison avec la colonne à gouttes transportées décembre 2002
Cette relation confirme
les observations faites plus haut à propos de l’influence du débit de
liquide et du débit de gaz
sur a. On voit bien que a est proportionnelle à L puissance 0,82 et
inversement
proportionnelle à G puissance 0,05. Le débit de gaz a un exposant plus de 16 fois
inférieur
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 :
2 /m 3 réacteur)
a théo (m
200
180
160
140
120
100
80
60
40
20
0
0,
82
a = 13.
L
(5.3)
+ 10 %
- 10 %
0 25 50 75 100 125 150 175 200
a exp (m 2 /m 3 réacteur)
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 (m 2 /m 3 réacteur)
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.
Traitement des effluents gazeux sous hautes vitesses de gaz. Page
Cas de la colonne à gouttes transportées
131

Chapitre 5 : Détermination des paramètres de transfert de matière du TFGV
et comparaison avec la colonne à gouttes transportées décembre 2002
De ce tableau, nous remarquons que la colonne à gouttes transportées et le procédé TFGV
fonctionnant à co-courant et à des vitesses de gaz élevées (>10 m/s) présentent des aires
in terfaciales supérieures aux colonnes classiques à pulvérisation. Les valeurs les plus grandes
de
a sont celles de la colonne à gouttes transportées.
La
valeur moyenne de l’aire interfaciale pour la colonne à gouttes transportées et le procédé
TFGV
sont très proches et sont supérieures à la valeur maximale de l’aire interfaciale des
colonnes
classiques à pulvérisation.
Apparemment
les vitesses élevées de gaz et le transport des gouttes par ce gaz améliorent le
mélange
entre les deux fluides et accroîent le cisaillement ce qui a pour effet l’augmentation
de
l’aire interfaciale a.
5.4
Détermination du coefficient volumétrique de transfert de
matière
côté liquide (kLa) du procédé TFGV
Le coefficient volumétrique de transfert de matière côté liquide
du procédé TFGV a
été déterminé par la méthode de la réoxygénation de l’eau, basée sur l’absorption physique de
l’oxygène de l’air dans l’eau circulant dans le contacteur gaz-liquide.
C’est la même méthode
que nous avons employée
pour déterminer expérimentalement le kLa de la colonne à gouttes
transportées
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
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 m 3 /h
Débit de liquide 12 – 20 m 3 /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.
Traitement des effluents gazeux sous hautes vitesses de gaz. Page 132
Cas de la colonne à gouttes transportées

Chapitre 5 : Détermination des paramètres de transfert de matière du TFGV
et comparaison avec la colonne à gouttes transportées décembre 2002
ple de la courbe de la remontée de la concentration de
de fonctionnement L = 12 m 3 /h et G = 6000 m 3 La figure 5-6 présente un exem
l’oxygène obtenue pour le point
/h, et la
*
*
fi gure 5-7 indique la variation du Ln ( CO
2 − CO
2 ( t 0 )) /( CO
2 − CO
2 ( t))
) en fonction du temps
ermettant de déterminer le coefficient k a.
p L
Concentration en oxygène dissous
(mole/l)
9
8
7
6
5
4
3
2
1
0
0 100 200 300 400 500 600 700
temps (s)
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.
Ln((C*-C0)/(C*-C))
1,4
1,2
1
0,8
0,6
0,4
0,2
0
R 2 = 0,9994
0 50 100 150 200 250 300 350
temps (s)
Figure 5-7 : Variation du Ln((C * -C0)/(C * -C)) en fonction du temps.
Traitement des effluents gazeux sous hautes vitesses de gaz. Page 133
Cas de la colonne à gouttes transportées

Chapitre 5 : Détermination des paramètres de transfert de matière du TFGV
et comparaison avec la colonne à gouttes transportées décembre 2002
5.4.2 Influence du débit de liquide et du débit de gaz sur le coefficient
kLa
L’influence du débit de liquide et du débit de gaz sur le coefficient kLa du
présentée
sur les figures ci-dessous :
kLa (s -1 )
0,0300
0,0250
0,0200
0,0150
0,0100
0,0050
0,0000
G=6000 m3/h
10 12 14 16 18 20 22
L (m 3 /h)
Figure 5-8 : Variation du coefficient kLa en fonction du débit de liquide.
TFGV est
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
3 3
12 m /h et 20 m /h. La même allure de
variation du kLa en fonction de L a été observée pour
la colonne à gouttes transportées.
a (s -1 )
kL
0,028
0,024
0,020
0,016
0,012
0,008
0,004
0,000
L=12 m3/h
L = 16 m3/h
0 1500 3000 4500 6000 7500 9000
G (m 3 /h)
Figure 5-9 : Variation du coefficient kLa en fonction du débit de gaz.
Traitement des effluents gazeux sous hautes vitesses de gaz. Page 134
Cas de la colonne à gouttes transportées

Chapitre 5 : Détermination des paramètres de transfert de matière du TFGV
et comparaison avec la colonne à gouttes transportées décembre 2002
.
De la figure 5-9, nous pouvons constater que le débit de gaz a très peu d’influence sur le
coefficient
volumétrique de transfert de matière côté liquide. Ce résultat est en accord avec
celui
cité dans la littérature pour les colonnes classiques à pulvérisation mais il diffère de celui
de
la colonne à gouttes transportées où nous avons remarqué que le kLa pouvait augmenter
considérablement
avec le débit de gaz.
Pour
le coefficient volumétrique de transfert de matière côté liquide du procédé TFGV, nous
proposons
la corrélation suivante :
k
L
a = 14.
10
(5.4)
Ainsi
le kLa du procédé TFGV est proportionnel à L à la puissance 0,95 ce qui est en accord
avec
la littérature qui propose un coefficient proportionnel à L puissance 0,8 à 1, Mehta et
coll.
(1970).
La
figure 5-10 qui présente le diagramme de parité du coefficient kLa, indique que ce dernier
p eut être estimé à + 10 % à l’aide de l’équation 5.4.
kLa théo (s -1 )
0,030
0,025
0,020
0,015
0,010
0,005
0,000
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.
Traitement des effluents gazeux sous hautes vitesses de gaz. Page 135
Cas de la colonne à gouttes transportées
−3
L
0,
95
+ 10%
- 10%
0,000 0,005 0,010 0,015 0,020 0,025
k La exp (s -1 )

Chapitre 5 : Détermination des paramètres de transfert de matière du TFGV
et comparaison avec la colonne à gouttes transportées décembre 2002
Réacteur gaz-liquide
kLa (10 -4 s -1 )
Colonne à pulvérisation classique 7 – 150
Procédé TFGV 150 – 220
Colonne à gouttes transportées 40 – 140
Table au 5-4 : Comparaison du coefficient kLa
des colonnes classiques
à pulvérisation et des colonnes à
goutte s.
Dans l’ensemble, la colonne à gouttes
transportées présente des valeurs du coefficient kLa
assez proches et qui sont
du même ordre de grandeur que celles des colonnes classiques à
pulvérisation
données par Mehta et Sharma (1970). Les valeurs les plus élevées du coefficient
volumétrique de transfert de matière côté liquide sont observées pour le procédé TFGV.
5.5 Détermination du coefficient de transfert de matière côté liquide
(kL)
Le coefficient de transfert de matière côté liquide (kL) du procédé LAB.SA a été
déte rminé à partir des valeurs expérimentales de l’aire interfaciale (a) et du coefficient
volumétrique de transfert de matière de matière côté liquide (kLa).
Les
résultats obtenus
sont
rapportés sur les figures
suivantes :
kL ( 10 -5 m/s)
28
24
20
16
12
8
4
0
10 12 14 16 18 20
L (m 3 /h)
G=6000 m3/h
Figure 5-11 : Variation du coefficient kL en fonction du débit de liquide.
Traitement des effluents gazeux sous hautes vitesses de gaz. Page 136
Cas de la colonne à gouttes transportées
22

Chapitre 5 : Détermination des paramètres de transfert de matière du TFGV
et comparaison avec la colonne à gouttes transportées décembre 2002
kL (10 -5 m/s)
28
24
20
16
12
8
4
0
0 2000 4000 6000 8000
G (m 3 /h)
L = 12 m3/h
L = 16 m3/h
Figure 5-12 : Variation du coefficient kL en fonction du débit de gaz.
10000
n constate que e liquide et rest stant dans
omaine étudié, enne de kL est de
15,70 10 -5 O le coefficient kL est indépendant du débit d e con
le d soit 12 m
m/s.
3 /h à 20 m 3 /h. La valeur moy de l’ordre
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 m 3 /h et 4000 m 3 /h puis se stabi u-delà de
m 3 /h. Nous re là de 4000 m 3 ontre qu
kL
r un débit de liquide de 16 m
/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
3 /h, kL augmente lé èrem
3
le k
pour
az compris entre
lise a
4000
marquons qu’au de
val
tran oins les coefficients kL des es fumées
du randeur.
5. 6 Comparaison des procédés à hautes vitesses de gaz aux
laveurs classiques
de fumées
Dans la réalité industrielle, les laveurs employés dans le traitement humide des
fumées
sont
généralement des réacteurs à pulvérisation d’eau. Le principe de ces réacteurs est assez
simple
et 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. Il existe quatre catégories de réacteurs de lavage des
fumées par pulvérisation : les réacteurs
à pluie, les réacteurs à pulvérisation transverse, les
réa cteurs venturi et les réacteurs évaporateurs
[Roustan (2003)]. Ces réacteurs peuvent servir
à traiter des effluents gazeux issus de
diverses fabrications chimiques et contenant des
composés
toxiques ou corrosifs, tels que SO2, HCl, Cl2, NH3, …etc., qui sont généralement
absorbés par des solutions
basiques ou acides.
Traitement des effluents gazeux sous hautes vitesses de gaz. Page 137
Cas de la colonne à gouttes transportées

Chapitre 5 : Détermination des paramètres de transfert de matière du TFGV
et comparaison avec la colonne à gouttes transportées décembre 2002
Le
tableau 5-5 ci-dessous présente les principales caractéristiques de ces quatre réacteurs à
pulvérisation
de liquide, de la colonne à gouttes transportées et du procédé TFGV.
La comparaison des différents procédés de traitement
des fumées par voie humide montre que
la colonne à gouttes tra nsportées fonctionne avec des pertes de charge du
même ordre de
grandeur que celles des autres procédés. Cette colonne a la surface d’échange entre
le gaz et le
liq uide la plus élevée et présente le meilleur rendement
d’absorption des polluants gazeux
ac ides pour un rapport L/G petit. Cela signifie que la colonne à gouttes transportées
permet
d’atteindre des efficacités d’épuration élevées avec une consommation
en réactif assez réduite
par rapport aux autres laveurs
de fumées.
Qu ant au procédé TFGV, la comparaison est un peu plus difficile par manque
de données
concernant les pertes de charge pour une question de
confidentialité.
Traitement des effluents gazeux sous hautes vitesses de gaz. Page 138
Cas de la colonne à gouttes transportées

Chapitre 5 : Détermination des paramètres de transfert de matière du TFGV et comparaison avec la colonne à gouttes transportées décembre 2002
Venturi Evaporateur Colonne à gouttes Procédé
transportées TFGV
Type de laveur Pluie Transverse
vertical Vertical Horizontal
Vertical
Horizontal
Configuration Vertical Vertical
Horizontal
Hauteur (m) 20 - 30 10 – 25 5 - 12 25 – 35 3 2
Circulation des fluides Contre-courant Courant transverse Co-courant Co-courant Co-courant Co-courant
Sens des gaz ascendant Ascendant Ascendant Ascendant Ascendant
descendant descendant descendant
Pertes de charge sur le gaz 0,2 – 0,6 0,1 – 0,6 1,0 – 3,0 0,3 – 1,8 0,9 - 2,4* ________
(kPa)
Rapport L/G (l/m 3 ) 5 – 20 1 – 20 0,5 – 4,0 0,01 – 0,08 0,5 – 1,9 1,5 - 10
Aire interfaciale (m 2 /m 3 ) 10 – 100 8 – 80 30 – 100 0,5 – 2 50 - 200 75 - 170
Réactifs utilisés Lait de chaux Lait de chaux Soude Lait de chaux Soude Lait de Chaux
Lait de calcaire Lait de calcaire
Charbon actif ou
magnésie Magnésie
coke pulvérisé
Soude
Charbon actif ou
coke pulvérisé
Rendement courant sur > 99 > 99 > 99 > 99 > 99 > 99
HCl (%)
> 95 > 95 50 – 80 50 - 85 > 90 > 90
Rendement courant sur
SO2 (%)
Tableau 5-5 : Comparaison les laveurs classiques à pulvérisation, la colonne à gouttes transportées et le procédé TFGV employés dans le traitement humides des
fumées.
* valeurs tenant compte du passage du gaz dans le séparateur gaz-liquide.
139
Traitement des effluents gazeux sous hautes vitesses de gaz. Page
Cas de la colonne à gouttes transportées

Chapitre 5 : Détermination des paramètres de transfert de matière du TFGV
et comparaison avec la colonne à gouttes transportées décembre 2002
5.7 Conclusion
Lors de ce chapitre, nous avons étudié l’aire interfaciale et le coefficient volumétrique
de transfert de matière en phase liquide d’un procédé semi-industriel de traitement des fumées
par voie humide. Ce procédé, appelé TFGV, fonctionne à des vitesses de gaz assez élevées
pouvant
atteindre les 14 m/s.
L’aire interfaciale a été déterminée par absorption en présence d’une réaction chimique du
pseudo-premier ordre en régime
rapide. Le coefficient volumétrique de transfert de matière
côté
liquide a été mesuré par la méthode physique d’absorption de l’oxygène de l’air dans
l’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 paramètres
de
transfert
sont du même ordre de grandeur que ceux de la colonne à gouttes transportées.
Nous 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 colonne
à
gouttes
transportées présente un certain nombre d’avantages pour une utilisation future dans
le domaine du traitement des effluents gazeux issus de l’incinération des déchets ménagers.
Traitement des effluents gazeux sous hautes vitesses de gaz. Page
Cas de la colonne à gouttes transportées
140

Conclusion Générale
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)

Conclusion Générale décembre 2002
Conclusion
Générale
Le travail présenté a permis d’étudier le transfert de matière gaz-liquide et le
traitement
des effluents gazeux avec un nouveau procédé d’épuration des fumées par voie
humide fonctionnant sous hautes vitesses de gaz (jusqu’à 13 m/s).
Après avoir présenté la colonne à gouttes transportées, nous avons mené une étude
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 grandeurs.
Puis, nous avons
employé
la méthode de la Distribution des Temps de Séjour (DTS) afin d’identifier les
écoulements des phases liquide et gaz et d’identifier les éventuelles zones mortes et chemins
préférentiels qui pourraient affecter les échanges de matière entre le gaz et le liquide. Le
modèle
du réacteur ouvert parfaitement agité (ROPA) convient pour décrire le comportement
de 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 avons
dû supposer l’écoulement du gaz comme étant proche d’un
écoulement
piston pour la suite de cette étude.
Nous nous sommes, ensuite, intéressés à la détermination des paramètres
de transfert de
matière
les plus caractéristiques de l’efficacité des réacteurs gaz-liquide 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.
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 interfaciale
a. Les résultats
obtenus
permettent de considérer a comme une fonction croissante du débit de liquide et du
débit de gaz.
Le
coefficient volumétrique de transfert de matière côté liquide a été mesuré en mettant en
œuvre 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 quand les débits de
liquide
et de gaz augmentent.
Le dernier paramètre de transfert de matière évalué expérimentalement est le coefficient
volumétrique de transfert de matière côté gaz. A cet effet, nous avons utilisé une réaction
instantanée
de surface qui est l’absorption du dioxyde de soufre dans une solution de soude.
Les valeurs mesurées montrent que le paramètre kGa croît avec le débit de gaz utilisé. Ces
valeurs sont proches des celles des laveurs venturi
et sont généralement trois fois supérieures
aux
kGa des réacteurs gaz-liquide à faible rétention de liquide. Ce résultat est intéressant car il
Traitement des effluents gazeux sous hautes vitesses de gaz. Page
Cas de la colonne à gouttes transportées
141

Conclusion Générale décembre 2002
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 étude
du transfert de matière gaz-liquide sont d’une grande importance
et
sont dans l’ensemble en accord avec les quelques publications dans le domaine.
Comme
l’objectif de cette étude est de présenter aux industriels et aux techniques de
l’environnement un nouveau procédé de traitement des effluents gazeux issus de
l’incinération des ordures ménagères, nous avons
étudié l’absorption des polluants gazeux par
la colonne à gouttes transportées. Pour cela, nous avons pollué artificiellement l’air entrant
dans 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 par
la société
PROCEDAIR
et sont proches de celles rencontrées dans les fumées d’incinération d’ordures
ménagères. La détermination des concentrations de HCl et SO2 après passage dans notre
pilote ont permis de mettre en évidence sa grande efficacité de captation des polluants acides.
L’efficacité
d’absorption de HCl dépasse les 99 % et celle de SO2 est supérieure à 90 % ; de
plus les valeurs des quantités rejetées dans l’air sont largement inférieures à celles des
nouvelles normes française et européenne relatives aux rejets des
polluants dans l’atmosphère.
Nous avons également réalisé une étude de transfert de matière dans un procédé semiindustriel
fonctionnant à hautes vitesses de gaz (jusqu’à 14 m/s) employé
par LAB.SA pour
le traitement des effluents gazeux. Au cours de cette étude, nous avons déterminé l’aire
interfaciale 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 paramètres
de transfert
a et kLa du même ordre de grandeur.
Ainsi, la colonne à gouttes transportées est un procédé efficace de conception simple,
d’exploitation facile
et d’entretien peu onéreux pouvant parfaitement entrer en compétition
avec
les autres procédés de traitement des gaz.
A partir des conclusions énoncées précédemment, nous
proposons de poursuivre et
d’approfondir
cette recherche dans les domaines suivants :
Refaire des essais pour étudier la distribution des temps de séjour côté gaz afin de mieux
identifier
l’écoulement de cette phase
dans la colonne à gouttes transportées.
Compléter les essais de détermination de l’efficacité d’épuration des effluents gazeux en
employant d’autres polluants émanant des installations d’incinération
d’ordures ménagères.
Enfin,
réaliser des essais de traitement d’effluents gazeux réels beaucoup plus complexes
issus de l’incinération des ordures ménagères afin de confronter nos résultats à la réalité
industrielle.
Traitement des effluents gazeux sous hautes vitesses de gaz. Page
Cas de la colonne à gouttes transportées
142

Nomenclature
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)

Nomenclature décembre 2002
Nomenclature
DTS Distribution des Temps de Séjour
REP
Réacteur à Ecoulement Piston
ROPA Réacteur Ouvert Parfaitement Agité
E(t) Fonction de distribution des Temps de Séjour
F(t) Fonction
cumulative de distribution des Temps de Séjour
δ (t) Impulsion de Dirac
LETTRES LATINES
Symbole Désignation
Unité
a Aire interfaciale m 2 /m 3
C Concentration mole/m 3
CA Concentration du soluté A au sein du liquide mole/m 3
CAi
Concentration du soluté A à l’interface gaz-liquide mole/m 3
CA0 Concentration du soluté A transféré loin de l’interface mole/m 3
C * A
Concentration du soluté A en équilibre thermodynamique
avec le gaz contenant l’espèce A à la
pression PA
mole/m
CL Concentration de liquide dans la colonne kg/m 3
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
Concentration de l’oxygène dans l’eau
mg/l
D Coefficient de diffusion moléculaire m 2 /s
Dax Coefficient de dispersion axiale m 2 /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
3
Puissance consommée par unité de volume kW/m
g Accélération de la pesanteur m/s 2
G Débit de gaz m 3 /h
Gm Débit molaire de gaz m 3 /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.m 2 .s
Traitement des effluents gazeux sous hautes vitesses de gaz. Page
Cas de la colonne à gouttes transportées
3
143

Nomenclature décembre 2002
kL Coefficient partiel de transfert de matière côté liquide m/s
KG Coefficient global de transfert de matière côté gaz mole/Pa.m 2 .s
KL Coefficient global de transfert de matière côté liquide m/s
3
kGa Coefficient volumétrique de transfert de matière côté gaz mole/Pa.m .s
kLa Coefficient volumétrique de transfert de matière côté
liquide
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 m 3 /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
PSO2e
PSO2s
Pression partielle du soluté A à l’équilibre
thermodynamique
Pression du dioxyde de soufre dans le gaz à l’entrée de la
colonne
Pression du dioxyde de soufre dans le gaz à la sortie de la
colonne
Pe Nombre de Peclet ___
Q Débit volumique du fluide m 3 /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 m 3
Va Volume accessible m 3
Vm Volume mort m 3
Vr
Volume réactionnel
VL Volume de liquide m 3
Z Hauteur piézométrique mm
z Coefficient stoechiométrique ___
Traitement des effluents gazeux sous hautes vitesses de gaz. Page
Cas de la colonne à gouttes transportées
s -1
atm
atm
atm
3
m
144

Nomenclature décembre 2002
LETTRES
GRECQUES
Symbole Désignation
Unité
α 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 m 2
φ Flux d’absorption par unité de volume mole/m 3 .s
ϕ Flux spécifique d’absorption par unité de mole/m 2 .s
surface
µn Moment d’ordre n par rapport à l’origine s n
µ′n Moment centré s n
θ Temps réduit ___
τ Temps de passage s
ρ Masse volumique kg/m 3
∆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
Traitement des effluents gazeux sous hautes vitesses de gaz. Page
Cas de la colonne à gouttes transportées
145

Bibliographie
KIES Fairouz K.
Thèse en Sciences et Techniques du Déchet / 2002
Institut National des Sciences Appliquées de Lyon
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Traitement des effluents gazeux sous hautes vitesses de gaz. Page
Cas de la colonne à gouttes transportées
155

Annexes
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)

Annexes décembre 2002
ANNEXES
ANNEXE
1 : Pertes de charge, rétention liquide et puissance consommée.
ANNEXE 2 : Mesure de la conductivité.
ANNEXE
3 : Systèmes chimiques utilisés pour déterminer les paramètres de transfert
de m atière gaz-liquide.
ANNEXE
4 : Analyse des sulfates de sodium par
iodométrie.
ANNEXE 5 : Aire interfaciale de la colonne à gouttes transportées.
ANNEXE
6 : Vérification des hypothèses du régime de réaction de pseudo-premier
ordre
pour la colonne à gouttes transportées.
ANNEXE 7 : Diamètre des gouttes.
ANNEXE 8: Courbe de réoxygénation de l’eau en fonction du temps
ANNEXE 9 : Coefficient de transfert de matière en phase liquide de la colonne
à gouttes
transportées.
ANNEXE 10 : Coefficient
de transfert de matière en phase gaz de la colonne à gouttes
transportées.
ANNEXE
11 : Vérification des hypothèses du régime de réaction instantanée de surface
pour
la colonne à gouttes transportées.
ANNEXE 12 : Princip e de l’échantillonnage isocinétique.
ANN EXE 13 : Analyse du chlorure d’hydrogène (HCl) par potentio métrie.
ANN EXE 14 : Analyse du dioxyde de soufre (SO2)
par pHmétrie.
ANNEXE
15 : Résultats du traitement des effluents gazeux HCl et SO2 par la colonne à
goutte
transportées.
ANNEXE
16 : Aire interfaciale du procédé TFGV.
ANNEXE 17 : Vérification des hypothèses du régime de réaction de pseudo-premier
ordre pour le procédé TFGV.
ANNEXE 18 : Coefficient de transfert de matière en phase liquide du procédé
TFGV.
Traitement des effluents gazeux sous hautes vitesses de gaz. Page
Cas de la colonne à gouttes transportées
156

Annexes décembre 2002
ANNEXE 1 : Pertes de charge, rétention liquide et puissance
consommée
L (m 3 /h) G = 636 m 3 /h G = 668 m 3 /h G = 700 m 3 /h G = 732 m 3 /h G = 763 m 3 /h
0 107 114 122 130 147
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: Pertes
de charge en mm CE
L (m 3 /h) G = 636 m 3 / 2 m 3 /h G = 763 m 3 h G = 668 m /h
3 /h G = 700 m 3 /h G = 73
0 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 12,73 13,2 13,67 14,15
1,2 14,15 14,15 14,21 14,62 15,09
3
Tableau A1-2 : Rétention liquide en %.
3 3
/h) G = 636 m /h G = 668 m /h G = 700 m 3 /h G = 732 m 3 /h G = 763 m 3 L (m
/h
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/m 3 réacteur.
Traitement des effluents gazeux sous hautes vitesses de gaz. Page
Cas de la colonne à gouttes transportées
157

Annexes décembre 2002
ANNEXE 2 : Mesure de la conductivité
Le conductimètre
Le conductimètre utilisé pour l’étude de la Distribution des Temps de Séjour est un
CDM210 ; il est relié à une cellule de mesure par un câble de résistance. Le réglage de
l’appareil
de fait en sélectionnant le ‘Mode’ conductivité ; les plages de mesures
s’étalent sur
une gamme allant de 0,001 µS/cm à 5,99 S/cm. La température
de référence choisie est de
20 ° C.
La constante de cellule
La conductance G d’une solution est définie comme étant la somme des contributions
du
mouvement de chaque variété présente. La résistance entre les électrodes est
proportionnelle
au rappor t de la distance (L) entre les électrodes et la surface (Se)
des plaques
de l’électrode.
Ce rapport est la constante de cellule
Kc :
e constante de cellule est égale à 0,87 cm -1 Cett
.
K c = cm
S
-1
L
en
Le
conductimètre calcule et affiche la conductivité (χ) d’une solution sur la base de la
conductance
(G) et de la constante de cellule (Kc), telle que :
Le coefficient de température
e
χ = G K c en S/cm
La conductivité d’une solution varie sensiblement en fonction de la température. Pour
pouvoir
comparer les mesures prises à différentes températures,
les conductivités doivent être
corrigées en utilisant un coefficient
de température ϑ, tel que :
o
( χ T1
− χ T2
) *
( T1
− T2
) χ T1
100
ϑ =
en %/°C
ù χT1 et χT2 sont les conductivités de la solution respectivement à T1 et T2.
Le facteu r de correction est
Tref : température
de référence en °C ;
χTref, χT : conductivité à Tref
On obtient alors ϑ = 5,7%/°C.
et T.
χ
Tref
100
=
100 + ϑ(
T − T
Traitement des effluents gazeux sous hautes vitesses de gaz. Page
Cas de la colonne à gouttes transportées
ref
χ
)
T
158

Annexes décembre 2002
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
de fonctionnement du réacteur et sont à différentes concentrations. A partir de ces solutions,
on trace la courbe de concentration en fonction de la conductivité CKCl(χ) ; On obtient alors
une
droite. On peut donc conclure que dans un domaine de faible concentration, celle-ci peut
être
considérée comme étant linéaire en fonction de la conductivité. La courbe d’étalonnage
ainsi
obtenue a pour équation :
CKCl (mole/l)
0,06
0,05
0,04
0,03
0,02
0,01
0
CKCl (mole/l) = 0,0068 χ (mS/cm) – 0,0036
y = 0,0068x - 0,0036
R 2 = 0,9999
0 2 4 6 8 10
Conductivité (mS/cm)
Figure A2-1 : Courbe d’étalonnage.
Traitement des effluents gazeux sous hautes vitesses de gaz. Page
Cas de la colonne à gouttes transportées
159

Annexes décembre 2002
ANNEXE 3 : Systèmes chimiques utilisés pour déterminer les
paramètres de transfert de matière
Le
tableau ci-dessous présente un récapitulatif pour les différen tes méthodes de
détermination
de a, kLa et kGa par voie d’absorption avec réaction chimique :
Grandeur Nature de la réaction Expression du flux Hypothèses
a Réaction irréversible
de pseudo-premier
ordre en régime rapide
kLa
Réaction lente
irréversible
Réaction instantanée
irréversible
kGa Réaction irré ble
instantanée de surface
a et kLa Réaction irréversible
de pseudo-premier
ordre en régime
intermédiaire
φ = aC
*
A
D
*
φ = k LaCA
φ =
k L
versi φ = k A
i
AL
*
A
k
1
aE C = k
GaP
*
A
AL
1
L
a
z
φ = aC D k + k
a et kGa Réaction irréversible *
P ⎡
⎤
A 1 1 He
de pseudo-premier = ⎢ + ⎥
ordre en régime rapide
φ a ⎢⎣
k G D Alk
1 ⎥⎦
Ha

Annexes décembre 2002
Les tableaux ci-dessous présentent les différents systèmes chimiques employés pour la
détermination de a, kLa et kGa
Soluté Diluant
CO2
O2
Réactif Catalyseur Référence
Air LiOH ; NaOH ; KOH ;
Ba(OH)2
Roberts et coll.
(1962)
Air Na2S Sharma et coll.
(1963)
Air K2CO3
+ KHCO3
Na2CO3 + NaHCO3
Air Solutions aqueuses ou
organiques d’a mines
Hypochlorite
Sharma et coll.
Arséniate (1963)
Sharma et coll.
(1964)
Air Méthyléthylamine
Schrauwen et coll.
(1988)
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)
Air Na2SO3 CoSO4 Laurent (1975)
COS Air Solutions aqueuses
d’amines
Sharma et coll.
(1970)
Tableau A3-2: Systèmes chimiques employés pour déterminer
l’aire interfaciale en régime rapide.
Soluté Diluant
Référence
O2 Air Pigford et coll. (1951)
CO2 Air Mehta et coll. (1970)
CO2 Air Suthin et coll. (1987)
O2 Air Schrauwen et coll. (1988)
Tableau
A3-3 : Systèmes employés pour déterminer le coefficient kLa par absorption physique sans
réaction
chimique.
Traitement des effluents gazeux sous hautes vitesses de gaz. Page
Cas de la colonne à gouttes transportées
161

Annexes décembre 2002
Soluté Diluant Réactif Catalyseur Référence
CO2
O2
K2CO3 – KHCO3 NaClO Danckwerts et
coll. (1966)
Air Carbonate Lopez et coll.
(1991)
Air Na2CO3 – NaHCO3 NaClO Benadda et coll.
(1994)
Air CuCl Jhaveri et coll.
(1967)
Air Na2SO3 CuSO4 Sharma et
coll
(1970)
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
lente.
Soluté Diluant Réactif Solvant Référence
O2 Air Na2S2O4 H2O Jhaveri et coll.
(1968)
NH3 H2SO4 HCl ; Cl2 ; SO2 NaOH
H2S ; HCl ; CO2 Amines H2O Sharma et
coll.
(1970)
Tableau A3-5 : Systèmes chimiques employés pour déterminer le coefficient kLa en régime de réaction
instantanée.
Soluté Diluant Réactif Catalyseur Référence
CO2 Air NaHCO3 + Na2CO3 Arsénite Richards et
coll.
(1964)
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.
Traitement des effluents gazeux sous hautes vitesses de gaz. Page
Cas de la colonne à gouttes transportées
162

Annexes décembre 2002
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
instantanée
de surface
Soluté Diluant
Référence
SO2 Air Hixson et coll. (1935)
NH3 Air Kowalke et coll. (1935)
Ethanol
Butanol
Air Schrauwen et coll. (1988)
Tableau
A3-8 : systèmes employés pour déterminer le coefficient kGa par une absorption physique sans
réaction
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.
Traitement des effluents gazeux sous hautes vitesses de gaz. Page
Cas de la colonne à gouttes transportées
163

Annexes décembre 2002
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
d’iode. La transformation chimique qui a lieu est la suivante :
SO3 2- + I2 → SO4 2- + 2I - + 2 H3O +
L’excès d’iode n’ayant pas réagit est dosé ensuite par le thiosulfate de sodium.
Connaissant la quantité d’iode en excès, il est possible de retrouver la quantité d’iode qui a
réagi avec
le sulfite de sodium et ainsi en déduire la quantité de sulfite de sodium.
La détermination
expérimentale
I2 + 2S2O3 2- → 2I - + S4O6 2-
Le dosage du sulfite de sodium s’effectue comme suit :
♦1 ml de l’échantillon à doser est introduit dans un bêcher.
♦ Un volume d’iode (Viode) égal à 20 ml de concentration
0,05 mole/l est ajouté à
l’ échantillon précédent.
♦ Du
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 solution
devient incolore lorsqu’on atteint l’équilibre.
La
concentration en sulfite de sodium est donnée par :
Ainsi nous obtenons
2−
[ ]
SO est la concentration en mole/l.
3
Vthiosulfate
est le volume mesuré en ml.
2−
2−
[ ] [ I 2 ] Viode
−1/
2[
S2O
3 ]
SO =
3
V
sulfite
V
2−
[ SO3 ] = 1−
0,
05Vthiosulfate
thiosulfate
Traitement des effluents gazeux sous hautes vitesses de gaz. Page
Cas de la colonne à gouttes transportées
164

Annexes décembre 2002
ANNEXE 5 : Aire interfaciale de la colonne à gouttes
transportées
L (m 3 /h) ∆ t (mn) Néchantillons a (m
0,6 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 m 3 /h (UG = 10 m/s).
2 /m 3 réacteur)
(m 3 /h) (mn) Néchantillons a (m 2 /m 3 L ∆t
réacteur)
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 m 3 /h (UG = 10,5 m/s).
(m 3 /h) (mn) Néchantillons a (m 2 /m 3 L ∆t
réacteur)
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 m 3 /h (UG = 11 m/s).
(m 3 /h) (mn) Néchantillons a (m 2 /m 3 L ∆t
réacteur)
0,6 10 7 51,1
0,8 10 7 70,5
1,0 5 6 140,9
1,2 5 6 185
Tableau A5-2 : G = 732 m 3 /h (UG = 11,5 m/s).
Traitement des effluents gazeux sous hautes vitesses de gaz. Page
Cas de la colonne à gouttes transportées
165

Annexes décembre 2002
ANNEXE 6 : Vérification des hypothèses du régime de réaction
de pseudo-premier ordre pour la colonne à gouttes
transportées
L (m 3 /h) a (m 2 /m 3 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 m 3 /h (UG = 10 m/s).
L (m 3 /h) a (m 2 /m 3 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 m 3 /h (UG = 10,5 m/s).
L (m 3 /h) a (m 2 /m 3 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 m 3 /h (UG = 11 m/s).
(m 3 /h) a (m 2 /m 3 L
réacteur) Ha Ei
0,6 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 m 3 /h (UG = 11,5 m/s).
D O 2
: Le 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).
D
Na 2SO3
: 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).
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Cas de la colonne à gouttes transportées
166

Annexes décembre 2002
ANNEXE 7 : Diamètre des gouttes
L (m 3 /h) εL (%) a (m 2 /m 3 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 m 3 /h (UG = 1 0 m/s) .
L
0,6 9,90 49,3 12
0,8 11,79 89,8
7,9
1,0 12,73 144,4 5,3
1,2 14,15 193 4,4
(m 3 /h) εL (%) a (m 2 /m 3 réacteur) Diamètre moyen (mm)
Tableau A7-2: G = 668 m 3 /h (UG = 10,5
m/s).
L
0,6 10,37 47,6 13,1
0,8 12,26 75,7 9,7
1,0 13,2 142,7
5,6
1,2 14,21 204,3 4,2
(m 3 /h) εL (%) a (m 2 /m 3 réacteur) Diamètre moyen (mm)
Tableau A7-3 : G = 700 m 3 /h (UG = 1 1 m/s) .
(m 3 2 3
/h) εL (%) a (m /m réacteur) Diamètre moyen (mm)
L
0,6 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
Tableau A7-4 : G = 732 m 3 /h (UG = 11,5 m/s).
Traitement des effluents gazeux sous hautes vitesses de gaz. Page
Cas de la colonne à gouttes transportées
167

Annexes décembre 2002
ANNEXE 8 : Courbe de réoxygénation de l’eau
temps
en fonction du
Figure A8-1 : Courbe de réoxygénation
de l’eau pour la colonne à gouttes transportées
,5 m 3 3
(L = 11 / h et G = 1,2 m /h).
Figure A8-2 : Courbe de réoxygénation de l’eau pour le procédé TFGV (L = 12 m 3 /h et G = 6000 m 3 /h).
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Cas de la colonne à gouttes transportées
168

Annexes décembre 2002
ANNEXE 9 : Coefficient de transfert de matière en phase
liquide de la colonne à gouttes transportées
L (m 3 /h) (sec) Npoints de la droite kLa (s -1 ) kL (10 -5 ∆t
m/s)
0,6 15 13 0,0041
7,77
0,8 12 11 0,0042
5,96
1,0 15 9 0,0057
4,09
1,2 15 9 0,0073 3,98
Tableau A9-1 : G = 636 m 3 /h (U G = 10 m/s).
(m 3 /h) (sec) Npoints de la droite kLa (s -1 ) kL (10 -5 L ∆t
m/s)
0,6 15 9 0,0062 12,58
0,8 15 9 0,0061 6,79
1,0 15 9 0,0090
6,23
1,2 15 21 0,0130
6,74
Tableau A9-2 : G = 668 m 3 /h (UG = 10,5 m/s).
(m 3 /h) (sec) Npoints de la droite kLa (s -1 ) kL (10 -5 L ∆t
m/s)
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 m 3 eau A9-
/h (UG = 11 m/s).
L (m 3 /h) (sec) Npoints de la droite kLa (s -1 ) kL (10 -5 ∆t
m/s)
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
Tableau A9-4 : G = 732 m 3 /h (UG = 11,5 m/s).
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Cas de la colonne à gouttes transportées
169

Annexes décembre 2002
ANNEXE 10 : Coefficient de transfert de matière en phase gaz
de la colonne à gouttes transportées
L (m 3 /h) G (1 ) s 2 k a 0 P
-5 mole/sm 3 Pa k (10 -5
G mole/ m a)
0,8 366 4,08
1,0 384 2,66
1,2 368 1,91
3
Tableau
A10-1 : G = 668 m /h (UG = 10,5 m/s) .
L (m 3 /h) kGa (10 -5 mole/sm 3 Pa) kG (10 -5 mole/sm 2 Pa)
0,8 596 7,87
1,0 568 3,98
1,2 606 2,97
Tableau A10-2 : G = 700 m 3 /h (UG = 11 m/s).
L (m 3 /h) kGa (10 -5 mole/sm 3 Pa) kG (10 -5 mole/sm 2 Pa)
0,8 490 6,95
1,0 510 3,68
1,2 549 2,97
T ableau A10-3 : G = 732 m /h (UG = .
3
11,5 m/s)
Traitement des effluents gazeux sous hautes vitesses de gaz. Page
Cas de la colonne à gouttes transportées
170

Annexes décembre 2002
ANNEXE 11 : Vérification des hypothèses du régime de
réaction instantanée de surface pour la colonne à gouttes
transportées
3
L (mP P/h) Ha EBiB kBGBaPBSO2B kBLBaDBNaOHB[NaOH]/2DBSO2B
0,8 16849 696 0,055 3,31
1,0 18364 696 0,058 4,88
1,2 16992 696 0,055 7,05
3
Tableau A11-1 : G = 668 mP P/h (UBGB = 10,5 m/s).
3
L (mP P/h) Ha EBiB kBGBaPBSO2B kBLBaDBNaOHB[NaOH]/2DBSO2B
0,8 10566 696 0,089 4,44
1,0 17375 696 0,085 5,09
1,2 17715 696 0,091 7,15
3
Tableau A11-2 : G = 700 mP P/h (UBGB = 11 m/s).
3
L (mP P/h) Ha EBiB kBGBaPBSO2B kBLBaDBNaOHB[NaOH]/2DBSO2B
0,8 9840 696 0,074 4,44
1,0 11519 696 0,077 7,59
1,2 18412 696 0,082 6,23
3
Tableau A11-3 : G = 732 mP P/h (UBGB = 11,5 m/s).
B etB DSO2
2 i
B
] 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
B:B D Best le coefficient de diffusion de l’hydroxyde de sodium dans une solution aqueuse de
NaOH
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 kBGBaPBSO2B est majoré en prenant la pression du dioxyde de soufre à l’entrée de la
colonne.
Traitement des effluents gazeux sous hautes vitesses de gaz. Page
Cas de la colonne à gouttes transportées
171

Annexes décembre 2002
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.
SB0
SB0
(a) UBSB>UBG
(b) UBSB

Annexes décembre 2002
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 :
+
AgP P +
-
ClP P→ AgCl
Afin d'éviter la formation en milieu neutre de AgCOB3B, insoluble dans l'eau, on effectue la
réaction en rajoutant de l´acide nitrique, HNOB3B. Sans cette précaution, on obtiendrait les
réactions suivantes:
+
2AgP P +
COB3PB
-
P → AgB2BCOB3
AgB2BCOB3B + 2HNOB3B → 2AgNOB3B + COB2B + HB2BO
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:
B
Electrode au
sulfate
mercureux Potentiomètre
Bdigital
HNOB3B 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 :
∆ E (mV)
VBE BVBAg+B (ml)
Figure A13-2 : Détermination de la concentration en HCl par la méthode des tangentes
Traitement des effluents gazeux sous hautes vitesses de gaz. Page
Cas de la colonne à gouttes transportées
173

Annexes décembre 2002
+
Lorsque tous les ions chlorures ont précipité, la concentration en ions AgP 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 :
C
HCl
C
=
V
Traitement des effluents gazeux sous hautes vitesses de gaz. Page
Cas de la colonne à gouttes transportées
Ag+
HCl
V
E
174

Annexes décembre 2002
ANNEXE 14 : Analyse du dioxyde de soufre (SOB2B) 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 SOB2B
♦ Neutralisation de l'acide sulfurique
SOB2B + HB2BOB2B → HB2BSOB4B
2NaOH + HB2BSOB4B → (Na)B2B SOB4B + 2HB2BO
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 SOB2B est donnée par la relation suivante :
B
pH
7
VBE BVBNaOHB (ml)
C
BC
SO = 2 2V
Traitement des effluents gazeux sous hautes vitesses de gaz. Page
Cas de la colonne à gouttes transportées
NaOH
V
SO2
E
175

Annexes décembre 2002
TBANNEXE 15 : Résultats du traitement des effluents gazeux HCl
et SO2 par la colonne à gouttes transportéesT
L
3
(mP P/h)
[HCl] entrée
3
(mg/NmP P)
[HCl] sortie
3
(mg/NmP P)
[SOB2B] entrée
3
(mg/NmP P)
[SO2] sortie
3
(mg/NmP P)
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
3
Tableau A15-1 : G = 668 mP P/h (UBGB = 10,5 m/s).
L
3
(mP P/h)
[HCl] entrée
3
(mg/NmP P)
[HCl] sortie
3
(mg/NmP P)
[SOB2B] entrée
3
(mg/NmP P)
[SO2] sortie
3
(mg/NmP P)
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
3
Tableau A15-2 : G = 700 mP P/h (UBGB = 11 m/s).
L
3
(mP P/h)
[HCl] entrée
3
(mg/NmP P)
[HCl] sortie
3
(mg/NmP P)
[SOB2B] entrée
3
(mg/NmP P)
[SO2] sortie
3
(mg/NmP P)
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
3
Tableau A15-3 : G =732 mP P/h (UBGB = 11,5 m/s).
Traitement des effluents gazeux sous hautes vitesses de gaz. Page
Cas de la colonne à gouttes transportées
176

Annexes décembre 2002
ANNEXE 16 : Aire interfaciale du procédé TFGV
3
2
L (mP P/h) ∆ t (mn) NBéchantillonsB a (mP
P
12 15 13
P/mP réacteur)
102,5
14 15 14 111,2
16 15 13 130,5
18 15 13 144,1
20 15 14 152,2
3
Tableau A16-1 : G = 6000 mP P/h (UBGB = 10,5 m/s).
3
G (mP P/h) UBGB (m/s) ∆ t (mn) NBéchantillonsB
2
a (mP P/mP
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
3
Tableau A16-2 : L = 12 mP P/h .
3
G (mP P/h) UBGB (m/s) ∆ t (mn) NBéchantillonsB
2
a (mP P/mP
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
3
Tableau A16-3 : L = 16 mP P/h.
Traitement des effluents gazeux sous hautes vitesses de gaz. Page
Cas de la colonne à gouttes transportées
3
3
3
P réacteur)
P réacteur)
177

Annexes décembre 2002
ANNEXE 17 : Vérification des hypothèses du régime de
réaction de pseudo-premier ordre pour le procédé TFGV
P
3
L (mP P/h)
2 3
a (mP P/mP réacteur) Ha EBiB
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
3
G (mP
P/h) UBGB
(m/s)
2 3
a (mP P/mP P réacteur)
3
Tableau A17-1 : G = 6000 mP P/h (UBGB = 10,5 m/s).
Ha EBiB
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
3
G (mP
P/h) UBGB
(m/s)
2 3
a (mP P/mP P réacteur)
3
Tableau A17-2 : L = 12 mP P/h .
Ha EBiB
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
3
Tableau A17-3 : L = 16 mP P/h.
B :B D
BLe coefficient de diffusion de l’oxygène gazeux dans une solution de sulfite de sodium
O2
B
de concentration égale à 0,8 mole/l ; ce coefficient est donné par Reith (1968).
B :B D
BLe coefficient de diffusion du sulfite de sodium dans une solution aqueuse de
Na 2SO3
B
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).
Traitement des effluents gazeux sous hautes vitesses de gaz. Page
Cas de la colonne à gouttes transportées
178

Annexes décembre 2002
ANNEXE 18 : Coefficient de transfert de matière en phase
liquide du procédé TFGV
3
-1
L (mP P/h) ∆ t (sec) NBpoints de la kBLBa à 20°C (sP
droiteB
P) kBLB(10P
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
3
Tableau A18-1: G = 6000 mP P/h (UBGB = 10,5 m/s).
3
G (mP P/h) UBGB (m/s) ∆ t (sec) NBpoints de la droiteB
-1
kBLBa à 20°C (sP
P) kBLB(10P
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
3
Tableau A18-2 : L = 12 mP P/h.
3
G (mP P/h) UBGB (m/s) ∆ t (sec) NBpoints de la droiteB
-1
kBLBa à 20°C (sP
P) kBLB(10P
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
3
Tableau A18-3 : L = 16 mP P/h.
Traitement des effluents gazeux sous hautes vitesses de gaz. Page
Cas de la colonne à gouttes transportées
-5
-5
-5
Pm/s)
Pm/s)
Pm/s)
179