Pour favoriser le contact gaz/liquide dans un réacteur diphasique, les mobiles d'agitation à effet radial peuvent être dits standards ou auto-aspirants. Dans des cuves équipées de mobiles d’agitation standard (composés par une ou plusieurs turbines), le gaz est généralement introduit dans le réacteur grâce à un distributeur situé sous la turbine (Figure 2. 19a) (Bakker et al. 1994). Pour les systèmes équipés de mobiles d’agitation auto-aspirants, la rotation du mobile induit une aspiration de gaz du ciel du réacteur à travers un orifice situé dans l’arbre creux du mobile d’agitation jusqu'au sein du liquide (Figure 2. 19b) (Sardeing et al. 2004b). Ainsi, le mobile n'est pas seulement responsable de l'agitation mais aussi de l'injection du gaz dans le réacteur.
(a) (b) Figure 2. 19 – Technologies d'agitation des mobiles à dispersion radiale :
a) turbine standard avec disperseur de gaz ; b) turbine auto-aspirante. [Adapté de Lemoine & Morsi 2005].
Le choix de la technologie de dispersion gaz/liquide dépend de l'intensité de turbulence nécessaire au mélange et des limitations au transfert de matière gaz/liquide (Paul et al. 2004). Dans la littérature, Pitault et al. ainsi que Tekie et al. ont observé que les mobiles d’agitation du type auto-aspirants étaient généralement plus performants au niveau du transfert
rotation (Figure 2. 20) (Pitault et al. 2004 ; Tekie et al. 1997). Cette différence est attribuée par les auteurs à l'augmentation du débit de gaz et donc de l'aire interfaciale gaz/liquide, qui est couplée à la vitesse de rotation dans le cas de la turbine auto-aspirante.
Figure 2. 20 – Coefficients de transfert gaz/liquide (kLa) en fonction de la vitesse d’agitation déterminés pour une turbine auto-aspirante et une turbine "standard".
[Reproduit de Pitault et al. 2004].
2.5.2.1 Turbine standard et disperseur de gaz
Les régimes d'écoulement dans une cuve agitée en présence de gaz ont été étudiés à partir des années 70 par plusieurs auteurs. Aujourd'hui, les travaux de la littérature permettent une compréhension fine des différents phénomènes de dispersion des gaz dans des cuves agitées équipées d'un mobile d'agitation standard et d'un disperseur de gaz.
Typiquement, le gaz est introduit dans le réacteur par le disperseur en-dessous du mobile d'agitation. Dans la zone de la turbine, les bulles de gaz sont fragmentées par les pales du mobile dans les zones de fort cisaillement. Les bulles sont ensuite dispersées par la turbine et montent vers la surface libre de liquide ou recirculent dans le volume liquide (Paul et al. 2004 ; Tatterson 1991).
Les régimes d'écoulement d'un mobile d'agitation standard sans effet auto-aspirant à débit radial sont présentés en Figure 2. 21. Pour un débit de gaz constant (QG), le régime d'écoulement dans le réacteur dépend de la vitesse d'agitation du mobile (N) (Bakker et al. 1994).
N constant Débit de gaz croissant
(a) (b) (c) (d)
Débit de gaz constant N croissant
Figure 2. 21 – Les différents régimes d'écoulement dans une cuve agité équipée d’une turbine à débit radial standard (sans auto-aspiration) : a – "flooding" (engorgement) ; b – "flooding" de transition ;
c – "loading" (chargement) ; d – dispersion complète. [Adapté de Tatterson 1991].
À faibles vitesses d'agitation, l'action du mobile sur les bulles de gaz est faible et le flux de gaz "traverse" la turbine sans modification majeure de la trajectoire. Il s’agit du régime de "flooding" ou "engorgement" (Figure 2. 21, schéma a) (Bakker et al. 1994; Middleton & Smith 2003). L’engorgement est un régime d’écoulement à éviter car il entraîne une mauvaise dispersion du gaz, un mauvais mélange et un faible coefficient de transfert de matière gaz/liquide, kLa (Middleton & Smith 2003). L'augmentation de la vitesse d'agitation conduit à un régime intermédiaire de dispersion du gaz, désigné comme un régime de "flooding de transition" (Figure 2. 21, schéma b). Ce régime est caractérisé par un équilibre entre les forces de pompage de la turbine et les forces ascensionnelles des bulles de gaz. Warmoeskerken et Smith ont observé que, dans ce régime de transition, la turbine promeut la recirculation de gaz dans le réacteur et induit aux fluides un mouvement axial vers le haut (Figure 2. 22) (Warmoeskerken & Smith 1985).
Figure 2. 22 – Régime "flooding" de transition en détail : mouvement de pompage axial vers le haut induit par la turbine.
[Reproduit de Tatterson 1991].
Le régime de "loading" ou de "chargement" est obtenu lorsque les bulles de gaz sont "chargées" à la turbine et dispersées radialement (Figure 2. 21, schéma c). Peu de bulles de gaz possèdent une vitesse suffisante pour circuler sous le mobile. Pour des vitesses d’agitation plus importantes, des boucles de circulation ascendantes et descendantes des fluides dans l'ensemble de la cuve sont formées. Il s'agit d'un régime de "dispersion complète" pour lequel une concentration homogène des bulles est observée (Figure 2. 21, schéma d). Une augmentation de la vitesse d'agitation au-delà de la vitesse de dispersion complète de gaz n'a généralement pas d'influence sur le régime d'écoulement des fluides dans le réacteur mais favorise le mélange et le transfert de matière gaz/liquide, grâce à l'augmentation de la turbulence (Bakker et al. 1994).
Pour une vitesse d’agitation constante, les régimes d’écoulement sont dépendants de la variation du débit de gaz injecté dans le réacteur (Bakker et al. 1994; Middleton & Smith 2003). À iso-vitesse d’agitation, l'augmentation du débit de gaz permet de passer successivement d'un régime de dispersion complète au régime d'engorgement, passant par les régimes de transition et chargement (Figure 2. 21).
2.5.2.2 Turbines auto-aspirantes
Historiquement, les turbines auto-aspirantes ont été employées en premier dans des procédés de flottation par écumage (Harris & Mensah-Biney 1977 ; Sawant et al. 1981). Elles sont désormais de plus en plus employées pour les réactions gaz/liquide avec ou sans la présence d'un catalyseur solide. Dans ce cas, le mobile d'agitation joue un rôle important dans le processus d'induction de gaz. Patwarhan et Joshi ont classé les agitateurs auto-aspirants en fonction de la nature des flux induits par l'agitateur. Ainsi, ces auteurs distinguent trois systèmes différents (Patwardhan & Joshi 1998) :
les agitateurs de type 11 : seul le gaz est aspiré par la turbine (Figure 2. 23a) ;
les agitateurs de type 12 : seul le gaz entre dans la turbine, tandis qu'un mélange gaz/liquide en ressort (Figure 2. 23b) ;
les agitateurs de type 22 : le gaz et le liquide sont induits par la turbine (Figure 2. 23c).
(a) (b) (c)
Figure 2. 23 – Trois types de turbines auto-aspirantes : (1) type 11 ; (b) type 12 ; (c) type 22. [Reproduit de Patwardhan & Joshi 1998].
Cette étude bibliographique sera focalisée principalement sur les agitateurs utilisés à l'IFPEN, qui sont de type 11.
De manière générale, les turbines auto-aspirantes de type 11 sont composées d'un arbre creux et d'un tube ou d'un disque creux. Quand le mobile est en rotation, la phase liquide est accélérée et une zone de dépression est créée derrière les pales de l'agitateur. Cette zone de dépression conduit à l'aspiration de gaz du ciel du réacteur : le gaz est aspiré par un orifice situé dans l'arbre creux de l'agitateur au-dessus du niveau de liquide et va ensuite être distribué dans le liquide par les orifices situés entre les pales de la turbine (Sardeing
des orifices est générée par l'agitation suffisante pour véhiculer le gaz du ciel gazeux au sein du liquide. La vitesse à laquelle ce phénomène se produit est appelée vitesse critique d'agitation, N . C Ciel gazeux Turbine auto-aspirante entrée de gaz Liquide Ciel gazeux Turbine auto-aspirante entrée de gaz Liquide
Figure 2. 24 – Profil d'écoulement des bulles de gaz pour une turbine auto-aspirante en rotation. Les lignes oranges en pointillé représentent le circuit du gaz depuis le ciel gazeux jusqu'au sein du liquide
et les lignes vertes pleines représentent les boucles de circulation des fluides quand le réacteur est en régime de dispersion complète de gaz.
Les principales caractéristiques hydrodynamiques d'un agitateur auto-aspirant sont la vitesse critique d'agitation (ou vitesse critique d’auto-aspiration), le débit de gaz induit, la puissance consommée et la rétention gazeuse. Ces grandeurs varient avec différents paramètres opérationnels, tels que la vitesse d’agitation, le diamètre du mobile d’agitation, l'immersion de l'agitateur et les propriétés physiques du liquide (viscosité et densité) (Sardeing et al. 2004a). Rielly et al. (Rielly et al. 1992) ont étudié l'influence de l'immersion de l'agitateur sur la vitesse critique d'agitation, dans trois cuves agitées de diamètres compris entre 0,3 et 0,6 m, équipées d'une turbine auto-aspirante du type 11 (aspiration de gaz) de 0,2 m de diamètre. Les fluides utilisés pour l'étude ont été l'eau et l'air. Les auteurs ont observé que la vitesse critique d'agitation est multipliée par 3 quand l'immersion de l'agitateur augmente de 0,1 à 0,5 m. Selon les auteurs, l'augmentation de la vitesse critique d'agitation vient du fait que plus la profondeur d'immersion augmente, plus la pression statique du liquide situé au-dessus de l'agitateur augmente. Ceci conduit à une augmentation de la dépression générée par les pales pour vaincre cette pression. Saravanan et al. ont observé le même phénomène dans une cuve agitée de 1 m de diamètre équipée d'une turbine rotor-stator (type 22) de 0,33 m de diamètre, en présence d'eau et d'air (Saravanan et al. 1994).
et al. 2006; Poncin et al. 2002; Saravanan et al. 1994). En effet, plus l'agitateur est proche de la surface liquide, plus la pression statique du liquide situé au-dessus de l'agitateur diminue (Sardeing et al. 2004a).
Le débit de gaz induit augmente aussi avec l'augmentation de la vitesse d'agitation (Forrester & Rielly 1994 ; Poncin et al. 2002 ; Rielly et al. 1992 ; Saravanan et al. 1994). Ceci vient du fait que plus la vitesse d'agitation augmente, plus la dépression générée par la turbine est importante. En conséquence, la capacité du mobile à transporter le gaz au sein du liquide est plus importante (Sardeing et al. 2004b). Pour une vitesse d'agitation donnée, Saravanan et Joshi (Saravanan & Joshi 1996) ont observé que le débit de gaz induit croît également avec l'augmentation du diamètre du mobile. Les auteurs expliquent ce phénomène par une meilleure capacité de la turbine à pomper le liquide, car les vitesses induites sont plus importantes grâce au plus fort diamètre.
Dans le cas monophasique liquide, il a été montré que le nombre de puissance est constant en régime d'écoulement turbulent pour un réacteur équipé d'un mobile d'agitation sans auto-aspiration (paragraphe 2.5.1), entre 4 et 5 pour une turbine standard du type Rushton. Cependant, pour des systèmes agités en milieu gaz/liquide, pour des turbines auto-aspirantes, ceci n'a pas été toujours observé. Rielly et al. ont observé une diminution du nombre de puissance, entre 1,4 et 0,6, à forts débits de gaz dans le réacteur. Les auteurs ont avancé comme explication que les cavités formées autour des pales dues à la coalescence de bulles réduisent la zone de frottement entre la turbine et le liquide et entraînent une diminution de la puissance demandée (Rielly et al. 1992). L'augmentation du nombre de puissance entre 1 et 6 avec le diamètre de l'agitateur a été observée par Saravanan et al. (Saravanan et al. 1996). En effet, les auteurs ont montré que l'augmentation de la largeur des pales offre une plus grande résistance à l'écoulement. Ce phénomène reste néanmoins complexe car pour une turbine auto-aspirante, l'augmentation du diamètre est également associée à une augmentation du débit de gaz induit par la turbine.
Très peu de travaux de la littérature concernent les effets de la viscosité et de la densité sur les caractéristiques d'auto-aspiration de la turbine. Aldrich et van Deventer (Aldrich & van Deventer 1994; Aldrich & van Deventer 1995) ont cependant réalisé des travaux avec l'eau et différentes solutions aqueuses de sucrose (de 5 % à 65 %). Les auteurs ont observé que l'augmentation de la viscosité conduit à une augmentation de la vitesse critique d'agitation. Aucun effet de la densité du liquide sur N n'a été observé. L'effet sur le débit de gaz induit C
est plus complexe : à iso-vitesse d'agitation, l'augmentation de la viscosité jusqu'à 10/15 mPa.s conduit à une augmentation du débit de gaz induit tandis qu'au-delà de cette viscosité le débit de gaz diminue. Cependant, les auteurs ont montré que le débit de gaz induit
Sardeing et al. (Sardeing et al. 2004a) ont passé en revue les différentes études réalisées sur les turbines auto-aspirantes et ont répertorié les corrélations permettant de prédire les différentes caractéristiques hydrodynamiques (ainsi que le coefficient de transfert de matière gaz/liquide). Néanmoins, ces corrélations ont été établies pour des réacteurs industriels de grande taille (0,2 à 0,6 m de diamètre) (voir Annexe B), de diamètres très différents des réacteurs agités étudiés dans cette thèse. Comme l'utilisation de corrélations en dehors de leur domaine d'établissement est très risquée, celles-ci sont probablement inadaptées à la prédiction du comportement des mobiles auto-aspirantes dans des réacteurs à l'échelle du laboratoire. Seule la simulation numérique des agitateurs auto-aspirants peut pallier à ce manque d'informations. Mais, le problème est très complexe à cause de l'existence d'écoulements diphasiques gaz/liquide. Des travaux sont néanmoins en cours sur cette thématique au sein des équipes de l'IFPEN.
En général, les turbines auto-aspirantes ont une demande énergétique plus importante que les turbines standard. Cet argument pénalise l’utilisation des turbines auto-aspirantes pour les cuves industrielles de grande taille. En revanche, l’argument devient secondaire pour les cuves de laboratoire pour lesquelles elles sont au contraire beaucoup plus répandues en raison de leur faible encombrement (pas besoin de tube d’injection de gaz sous la turbine) (Paul et al. 2004).