Amélioration de la gestion thermique du réacteur-échangeur : utilisation

II.4.4.1 Configuration des circuits de caloporteur au sein du réacteur-échangeur

La structure en courants croisés du circuit de caloporteur du réacteur-échangeur permet l’utilisation de plusieurs thermorégulateurs et fluides caloporteurs circulant dans des parties différentes du réacteur. Pour ces essais, deux thermorégulateurs ont été utilisés afin de définir plusieurs « zones » possédant des températures de refroidissement différentes. Un schéma de circulation des fluides est présenté dans la figure II.23.

Le circuit du premier thermorégulateur est utilisé en entrée de réacteur, où la température du fluide doit être basse afin de limiter l’élévation de température au sein du lit. Les taux de conversion visés étant élevés (>90%), ce circuit est également utilisé en sortie de réacteur afin de favoriser l’équilibre thermodynamique par sa température plus basse. Il n’est cependant pas certain que cette plus basse température en sortie de réacteur conduise à un réel gain de conversion si elle entraine des vitesses de réactions trop faibles. Le second thermorégulateur, permettant l’utilisation de température jusqu’à 350˚C, est quant à lui utilisé dans la partie centrale du réacteur.

Figure II.23 – Schéma de circulation des huiles de refroidissement lors de l’utilisation de deux thermorégulateurs au sein du réacteur-échangeur milli-structuré.

II.4.4.2 Conséquences sur les performances du réacteur-échangeur

L’influence de la configuration du circuit de fluides caloporteur décrit précédemment a été étudiée dans deux conditions opératoires différentes : sous une pression de 2,5 bar pour des températures opératoires (premier circuit de caloporteur et alimentation des gaz) de 290˚C, et sous une pression de 4 bar avec des températures de 280˚C. Le débit d’alimentation des réactifs est de 25 NL/min dans des conditions stœchiométriques.

Les évolutions du taux de conversion de CO2 et des différentes sélectivités obtenues en fonc-tion de la température du second circuit de caloporteur (refroidissement de la zone centrale du réacteur) pour ces deux essais sont présentées dans la figure II.24. Plusieurs mesures de température effectuées au sein de ce second circuit indiquent que le fluide caloporteur peut être considéré isotherme.

Aucune élévation significative des températures au sein du lit fixe n’est de plus observée dans la seconde zone du réacteur malgré une température de caloporteur plus élevée, ceci en raison des conversions importantes déjà atteintes dans la première zone du réacteur. Lorsque la température du second circuit est maximale (345˚C), des augmentations de températures inférieures à 10˚C (par rapport à la température du second circuit) sont relevées.

Comme supposé précédemment, une augmentation de la température du second circuit de caloporteur conduit à l’obtention de taux de conversion plus élevés en raison de cinétiques de réactions plus rapides dans cette zone du réacteur. Aucune évolution notable des sélectivités en CO et C2H6 n’est observée. L’élévation de cette température de 290 à 345˚C entraine une augmentation de la conversion de 90% à 93,4%, soit un gain de 3,4%, pour l’expérience à 2,5 bar. Une augmentation de 280 à 336˚C conduit à un gain de 4,5% pour l’expérience à 4 bar, avec une augmentation de 89,9 à 94,4%. Dans le cas de cet essai, augmenter cette température à 345˚C ne permet pas de gain de conversion additionnel.

Figure II.24 – Evolutions du taux de conversion de CO2 et des différentes sélectivités en fonction de la température du second circuit de caloporteur au sein du réacteur-échangeur milli-structuré : (haut) P=2,5 bar- Tcircuit nř1=290˚C - (bas) P=4 bar- Tcircuit nř1=280˚C.

Pour les deux expériences, les pertes de pression augmentent légèrement du fait de tempé-ratures plus élevées, le gain de conversion étant trop faible pour observer une tendance inverse. Elles passent ainsi de 0,468 à 0,495 bar entre 290 et 345˚C pour l’essai à 2,5 bar, et de 0,307 à 0,327 bar entre 300 et 345˚C pour l’expérience à 4 bar.

Les taux de conversion de CO2à l’équilibre thermodynamique dans les conditions opératoires de ces essais sont donnés dans le tableau II.8.

Pression / température 280˚C 290˚C 340˚C 350˚C 2,5 bar 97,3% 96,6% 94,2% 93,6% 4 bar 97,8% 97,4% 95,5% 94,6%

Tableau II.8 – Taux de conversion de CO2 à l’équilibre thermodynamique aux pressions et températures opératoires des essais réalisés avec deux circuits de caloporteurs.

Les taux de conversion obtenus, notamment aux températures les plus élevées, sont donc re-lativement proches des conversions à l’équilibre thermodynamique. Il semble donc qu’employer des températures plus élevées dans cette zone (ce qui n’a pas été possible expérimentalement) ne conduirait probablement pas à une augmentation significative du taux de conversion, voire conduirait à une diminution de celle-ci. De la même manière, une augmentation de la longueur de cette zone du réacteur ne conduirait à aucune augmentation de la conversion aux tempé-ratures élevées. Il semble par conséquent difficile d’atteindre des conversions plus élevées dans les conditions opératoires et la configuration du refroidissement étudiées ici. Le seul moyen réellement efficace serait d’augmenter la pression opératoire. Cela entrainerait cependant des températures plus élevées au sein du lit catalytique risquant d’engendrer une désactivation ac-célérée du catalyseur.

Enfin, la question de l’utilité de la troisième zone de refroidissement de la configuration étudiée ici reste en suspend. Il n’est en effet pas certain que celle-ci ait conduit à une augmen-tation de la conversion par rapport à une configuration où la température de la zone centrale soit également celle en fin de réacteur. Ce point relève de la notion de profil de température optimal, meilleur compromis entre vitesses de réaction et équilibre thermodynamique.

II.4.4.3 Simulation de l’effet de la désactivation du catalyseur sur le comporte-ment du réacteur-échangeur avec deux températures de refroidissecomporte-ment

L’utilisation d’une température plus élevée dans la seconde zone du réacteur-échangeur, soit après le front réactif, permet donc d’atteindre de très forts taux de conversion de CO2 en conservant les avantages de ce réacteur : aucune dilution, températures au sein du lit limitées et fort GHSV. Cependant, l’utilisation de ces niveaux de températures peut également avoir une influence sur le comportement du réacteur vis à vis de la désactivation du catalyseur.

Afin d’étudier cette influence, des essais ont été réalisés sous une pression de 2,5 bar avec un débit d’alimentation stœchiométrique de 25 NL/min. La température du premier circuit de caloporteur de référence est de 290˚C. Une désactivation du catalyseur à l’entrée du réacteur est simulée en diminuant la température de ce circuit. L’influence de cette désactivation simulée (baisse de 5 puis 10˚C) sur le taux de conversion obtenu en sortie de réacteur avec une tempé-rature du second circuit de caloporteur de 290 et de 345˚C est présentée dans la figure II.25 .

Remarque : Cette simulation de vieillissement de catalyseur est toutefois légèrement biaisée par le fait que diminuer la température dans la première zone du réacteur abaisse également celle dans la troisième zone. Ce point ne remet cependant pas en cause les observations décrites ci-après.

Lorsque la température du second caloporteur est de 290˚C, ce qui est équivalent à une configuration du refroidissement n’utilisant qu’une seule température, la diminution d’activité dans la première zone causée par la diminution de sa température de refroidissement de 5˚C entraine une diminution du taux de conversion de 1,7%. En revanche, lorsque le second circuit de caloporteur est à une température plus élevée, ici 345˚C, une diminution de la température du premier circuit de 5 et même 10˚C n’entraine qu’une très légère diminution (-0,2%) de la conversion.

Figure II.25 – Evolution du taux de conversion de CO2 en fonction de la température du premier circuit de caloporteur lors de l’essai de simulation de la désactivation du catalyseur.

L’augmentation du taux de conversion de CO2 en sortie de réacteur n’est donc pas le seul intérêt de cette configuration utilisant deux circuits de caloporteurs. Cette configuration per-mettant l’application d’une température plus élevée dans la zone centrale du réacteur, et donc cinétiquement plus active, peut permettre également de compenser au moins en partie la perte d’activité suite à la la désactivation du catalyseur. Cette zone centrale joue ainsi un rôle de « tampon » vis-à-vis de la désactivation du catalyseur, ce qui augmente la durée de vie du système réacteur-catalyseur et diminue la fréquence de remplacement du catalyseur.

II.4.5 Conclusions sur l’étude du réacteur-échangeur à lit fixe