Le réacteur : conception, géométrie, mise en œuvre et dimensionnement

Le banc doit être en mesure de fournir et maintenir une pression de vapeur comprise entre 0,2 et 2bars et des températures de réacteur entre 350°C et 580°C. L'échangeur de chaleur doit être dimensionné afin d'assurer les phases endothermiques (stockage : simulation de la source solaire) et exothermiques (déstockage : simulation du puits de chaleur dû à l'intégration dans le cycle de Rankine de la centrale). De nombreux détails concernant la conception, le dimensionnement et le fonctionnement du banc de caractérisation en réaction ont été rassemblés dans les Annexes VII à XII.

Pour simplifier l'identification des paramètres (échanges aux parois, cinétique...), le réacteur a été conçu afin que les transferts de masse et de chaleur soient majoritairement monodirectionnels.

La géométrie cylindrique avec transferts axiaux (parallèle au sens de compression) a été retenue et le diamètre des composites est au minimum 5 fois supérieur à leur épaisseur. Les composites sont confinés dans une cuve cylindrique placée sur un échangeur de chaleur (Figure III.2). Le composite est contraint dans un volume constant par un disque-diffuseur de gaz placé en partie supérieure du composite (Figure III.3).

Figure III.2 : Cuve du réacteur + support à thermocouples + arrivée/sortie de vapeur (inox

316L)

Figure III.3 : Disque d'inox (316L) poreux (diffuseur de gaz avec ε_diff=50% et k_diff=1,12∙10^-10

m²) (Tridelta Siperm; R200; diamètre 20cm, épaisseur 1cm, 1,2kg) Perméabilité vérifiée

expérimentalement en Annexe XIII

Ce réacteur doit permettre d'expérimenter des composites de densités énergétiques supérieures à 100 kWh.m^-3



~ρ_S1300kg.m^3



et des masses volumiques apparentes de GNE pouvant atteindre 90kg.m^-3 (~ρ_ENG impacte λ et k et donc les puissances : cf. Chapitre II). Il devra contenir une quantité de matériau significative, au minimum plusieurs centaines de grammes de matériau réactif.

Un prédimensionnement basé sur un modèle à 2 fronts raides en configuration axiale (modèle déjà développé à PROMES et validé pour différents milieux réactifs MnCl2/NH3 [112];

SrBr2/H2O [153] et présenté dans sa configuration radiale en Annexe XIV) a permis d'estimer que pour des densités énergétiques comprises entre 100 et 300kWh.m^-3 de composite et des masses volumiques apparentes de graphite inférieures à 90kg.m^-3 des épaisseurs comprises en 1

et 4cm permettaient d'obtenir des durées de réaction inférieures à une dizaine d'heures, de l'ordre des valeurs visées pour un stockage sur centrale. Un diamètre interne de la cuve du réacteur de 20cm permet alors de respecter le ratio hauteur/diamètre (transferts majoritairement monodirectionnels) et d'atteindre des quantités de réactifs de quelques centaines de grammes à 1kg.

Pour le dimensionnement des échangeurs, le modèle à 2 fronts raides a permis d'évaluer l'énergie thermique à extraire ou fournir au composite pour les gammes de conditions opératoires, composites et dimensions fixées au paragraphe précédent.

Concernant l'étape de synthèse exothermique du Ca(OH)2 (déstockage), les puissances maximales (à évacuer en début de réaction) sont dans la gamme 200 à 450W (soit 200 à 1000kW.m^-3 apparent de réactif en fonction de la mise en œuvre). Pour cette phase exothermique, le seul fluide caloporteur permettant une mise en œuvre simple (inerte) dans la gamme de températures opératoires prévue (jusqu'à 600°C) est l'air. Il sera issu du réseau d'air comprimé disponible dans la halle d'expérimentations de PROMES puis évacué à l'extérieur du bâtiment. Cet échangeur de chaleur sera placé en contact avec le fond de la cuve. Le refroidissement du réacteur cylindrique doit se faire de manière uniforme et doit permettre un transfert de chaleur majoritairement axial.

La première contrainte pour le refroidissement est la surface d'échange qui joue un rôle primordial dans la détermination de la puissance de refroidissement maximale. Différentes méthodes ont été envisagées pour développer la surface d'échange nécessaire à cet échange air/métal (approche constructale, milieu poreux avec une forte conductivité thermique). Une conception plus classique permettant une gestion de l'écoulement simplifiée et une surface d'échange importante a été préférée. Il s'agit d'une géométrie d'échangeur spiralé (Figure III.4), avec, pour un refroidissement plus homogène, deux canaux de circulation alimentés par le centre. Les calculs détaillés du dimensionnement sont en Annexe VII.

Figure III.4 : Schéma de répartition des canaux de circulation du fluide caloporteur dans l'échangeur de chaleur

Figure III.5 : Vue de la face inférieure de l'échangeur de chaleur avant et après soudures

L'échangeur doit être usiné dans un matériau inerte avec l'air et la vapeur d'eau dans les conditions d'expérimentation et résister aux contraintes mécaniques dues à la différence de pression entre l'intérieur (quelques bars) et l'extérieur de l'échangeur (0,2 à 2bars) et à une température jusqu'à 600°C. Un premier échangeur en cuivre a été conçu et expérimenté, mais

remplacé en raison de faiblesses structurelles au niveau des soudures induisant des problèmes récurrents d'étanchéité, par un échangeur similaire en acier inoxydable (Figure III.5).

Concernant la phase de décomposition endothermique du Ca(OH)2 (stockage), le modèle à fronts raides a permis de calculer les puissances maximales de réaction (entre X=1 et X=0,95) comprises entre 200 et 550W (soit 70 à 850kW.m^-3 apparent de réactif) pour les différentes configurations (composite et épaisseur) envisagées.

Cette énergie sera apportée par une résistance chauffante, permettant d'atteindre de fortes puissances surfaciques à des températures élevées (plus de 600°C). Un élément chauffant monofilaire type Thermocoax peut être facilement intégré dans la partie supérieure de l'échangeur de chaleur. Une résistance de 1000 W a été installée (Figure III.6 et Figure III.7).

Elle est largement surdimensionnée afin de réduire significativement la durée du préchauffage du réacteur.

Figure III.6 : Répartition de la résistance chauffante et du thermocouple de régulation

dans la partie supérieure de l'échangeur de chaleur.

Figure III.7 : Vue de dessus de l'échangeur de chaleur après assemblage avec la résistance chauffante et le thermocouple de régulation.

Figure III.8 : Schéma en coupe de la partie inférieure de la cuve et de l'échangeur de

chaleur

Figure III.9 : Vue de la partie inférieure externe de la cuve et de l'échangeur de chaleur

Afin d'améliorer les transferts de chaleur entre les deux parties de l'échangeur de chaleur et le fond du réacteur (Figure III.8 et Figure III.9), des plaques de graphite, d'épaisseur 1mm, ont été placées entre eux.

La cuve contenant le réactif et son échangeur sont confinés dans une enceinte (Figure III.1 : fond + cloche). Le réacteur ainsi formé, qui sera relié à l'évaporateur/condenseur de vapeur d'eau, est conçu pour être étanche grâce à un joint graphite (Annexe VIII) et pour des pressions internes de 0,01bar à 10bars. Pour éviter les condensations parasites sur les parois, l'ensemble doit être maintenu à une température supérieure à la température de condensation de l'eau à la pression de contrainte. Il est donc placé dans une enceinte isolée thermiquement et maintenue à 150°C (Figure III.1 : enceinte thermo-régulée).

Dans le document Intégration d'un procédé de stockage thermochimique à une centrale solaire thermodynamique : de l'expérimentation à l'échelle matériau aux performances énergétiques à l'échelle système (Page 76-79)