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Dépôt Institutionnel de l’Université libre de Bruxelles / Université libre de Bruxelles Institutional Repository
Thèse de doctorat/ PhD Thesis Citation APA:
Laghdaf, M. O. M. (1990). Combustion du gaz naturel dans un lit fluidisé (Unpublished doctoral dissertation). Université libre de Bruxelles, Faculté des sciences, Bruxelles.
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à la Bibliothèoue
TE DES SCIENCES APP Service de Génie chimique
COMBUSTION DU GAZ NATUREL DANS UN LIT FLUIDISE
TOME I: texte
Thèse présentée en vue de l'obtention du grade de Docteur en Sciences Appliquées
MOULAY OULD MOHAMED LAGHDAF
Université Libre de Bruxelles
0031S01S4
Mai 1990
FACULTE DES SCIENCES APPLIQUEES Service de Génie chimique
COMBUSTION DU GAZ NATUREL DANS UN LIT FLUIDISE
TOME I: texte
Thèse présentée en vue de l'obtention du grade de Docteur en Sciences Appliquées
MOULAY OULD MOHAMED LAGHDAF
Mai 1990
Je prie Monsieur le Professeur R. JOTTRAND de bien vouloir accepter mes plus sincères remerciements pour m'avoir accueilli dans son service, pour l'intérêt qu'il a porté à mon travail, pour les conseils et le soutien qu'il n'a cessé de me prodiguer tout au long de mes recherches.
Je remercie également les membres du personnel du service et particulièrement Madame Manon pour la dactylographie de cette thèse.
Mes remerciements vont aussi à l'administration générale de la coopération au
développement qui m'a octroyé une bourse me permettant de mener à terme ce
travail.
Nomenclature I
Chapitre I ; Introduction, plan du travail 1
I-l Introduction 1 1-2 Présentation générale du travail 2 1-3 Plan du travail 3
Ch^ltre II : Etude bibliographique 4
II-l Description du phénomène d'inflammation 5 II-2 Combustion en lit fluidisé 13 II-2-a Température de combustion interne 13 II-2-b Modèles mathématiques de combustion 16 II-2-b-a Modèle de flamme de diffusion 16 II-2-b-b Modèle de combustion en lit fluidisé 24 II-3 Mélange d'un gaz traceur dans un lit fluidisé 31
CHAPITRE III ; Techniques expérimentales 33
III-l Description de l'installation 34 III-5 Mode opératoire avec le gaz traceur 36 III-6 Mesure de la température critique d'allumage
interne 36 Analyse chimique des gaz de combustion
III-7 39
IV-1 Mesure du mélange en l'absence de réaction 44
IV-2 Mesure de la température critique 50
IV-2-1 Influence de l'excès d'air 51
IV-2-2 Influence de la vitesse de fluidisation 50 IV-3 Mesures des concentrations en régime de
combustion interne 54
IV-4 Mesures de la composition du gaz pendant la
montée en température du lit 65
CHAPITRE V ; Modèles mathématiques proposés 73
V-1 Modèle pour le régime de combustion interne 74 V-l-a Combustion du gaz naturel et d'air sans aucun
prémélange 79
V-l-b Combustion du gaz naturel faiblement prémélaingé
avec de l'air 83
V-2 Modèle mathématique pour le gaz traceur 88
V-3 Les paramètres du modèle 90
V-3-a Détermination de la vitesse v 90
V-3-b-l Calcul du coefficient de diffusion moléculaire 93
VI-1 Profils des concentrations théoriques 96
Vl-l-a Avec réaction de combustion 96
Vl-l-b Sans réaction (gaz traceur) 99
VI-2 Mesures expérimentales 100
VI-2-1 Profils de concentrations en l'absence de réaction 100 VI-2-2 Mesures avec réaction de combustion 101 VI-2-2-a Mesures de la température critique 101 VI-2-2-b Profils de concentrations en régime de
combustion interne 101
VI-2-3-C Distribution des concentrations du gaz pendant
la montée en température du lit 104
VI-2-3-d Modèles à cellules 104
VI-3-1 Bilan de chaleur 110
CHAPITRE VII ; Conclusions 121
Bibliographie 125
NOMENCLATURE
A A O a a.
J A R A w a.
1
'i'
a O b
B O
c C B C F C F O C B O C P C
Pi C*
d D
Coefficient défini dans l'équation VI-3-6 Coefficient défini dans l'aquation II-9 rayon de la zone d'injection du propane terme défini pour l'équation 11-33 surface supérieure du lit
surface d'échange lit-paroi
constantes de l'équation VI-3-4 bis terme défini par l'équation 11-32 largeur de la tranche d'injection de gaz naturel
nombre de Bessel d'ordre o nombre de Bessel d'ordre 1 concentration molaire concentration molaire d'O
2
concentration molaire de propane
concentration molaire de propane à t = 0 concentration molaire d'O à t = 0
2 chaleur spécifique
chaleur spécifique du constituant i constante dépendant de la nature du gaz dimension définie dans la figure V-1 coefficient de diffusion
(m)
(m^) (m^)
(m) (-)
(-) 3 (mole/m )
3 (mole/m ) (mole/m^)
3 (mole/m ) (mole/m^) (J/mole.K) (J/mole.K) (-)
(m)
(m^/s)
f r
g Gr H h
H.
coefficient de diffusion du comburant coefficient de diffusion du combustible coefficient de diffusion radiale
coefficient de diffusion moléculaire à la température ambiante
longueur caractéristique diamètre des particules émissivité
épaisseur du réfractaire épaisseur de l'isolant épaisseur de l'acier
débit molaire du constituant i à 1'entrée du lit
fréquence d'explosions des bulles
débit molaire du constituant i à la sortie du lit
accélération terrestre nombre de Grashof longueur de la plaque
coefficient du transfert de chaleur par convection naturelle
enthalpie de l'air et du gaz à l'entrée du lit pertes de chaleurs par les parois
enthalpie des produits de combustion pertes de chaleur par rayonnement paramètre dénifi par : k = D/V
(m^/s) (m^/s) (m^/s)
(m^/s) (m) (m) (-) (m) (m) (m)
(mole/s)
(nombre de pics/s)
(mole/s) (m/s^) (-) (m)
(W/m^.K)
(J/s)
(J/s)
(J/s)
(J/s)
(m)
k. 1 nombre positif tel que : ®1 ^*^i (-)
1 longueur de la plaque (m)
2L largeur du lit (m)
L. 1 limite inférieure d'inflammabilité (-) limite supérieure d'inflammabilité (-) m nombre positif tel que : (mr^ )= 0 (-)
■"l • "l exposants de l'équation VI-3-6 (-)
M A masse molaire de A (kg)
masse molaire de B (kg)
n nombre positif (-)
Nu nombre de Nusselt (-)
P pression (atm)
grandeur définie par l'équation V-6 (-) grandeur définie par l'équation V-7 (-) P H grandeur définie par l'équation V-8 (-)
Pr nombre de Prandlt (-)
P* périmètre de la plaque (m)
Q" flux de chaleur par unité de surface 2 (J/s.m )
R rayon du lit (m)
r rayon (m)
rayon du tube intérieur (m)
^2 rayon du tube extérieur (m)
r ' vitesse spécifique de réaction (1/s)
R A nombre de Reynolds au minimum de fluidistion (-) raf
s nombre de moles d'O^ nécessaire à la combustion
d'une mole de combustible (-)
S surface de la plaque (m^)
t temps (s)
T température du lit (“K)
T cr
température critique d'allumage interne \ (“K)
T m température moyenne (“K)
T. température interne du réfractaire (“K)
"l température extérieure du réfractaire (°K) température externe de l'isolant (°K)
"3 température de la paroi externe (°K)
^0 température ambiante (“K)
coefficient global de transfert de chaleur 2 (J/s.m ,K)
U
vitesse de fluidisation (m/s)
U
mf vitesse au minimum de fluidisation (m/s)
V
vitesse du gaz (m/s)
vitesse de A (m/s)
vitesse de B (m/s)
X titre molaire (-)
titre molaire de CH,
4 (-)
"
btitre molaire d'O^ (-)
titre molaire de C0„
2 (-)
titre molaire du combustible (-) titre molaire de H„0
2 (-)
X.
1
titre molaire de la cellule i au niveau Z=i (-)
titre molaire de (-)
N 2
X. titre molaire de CH,à la sortie de l'injecteur (-)
^o ^
du gaz
'‘
b. titre molaire d'0_ dans l'air
2 (-)
titre molaire de CO à Z = 0 (-)
o
"
h. titre molaire de H„0 à Z = 0
2 (-)
titre molaire du combustible à l'entrée du (-) tube intérieur
titre molaire de dans l'air (-) titre molaire de dans le combustible à Z=0 (-) titre molaire du gaz traceur (-) titre molaire du gaz traceur à Z = 0 (-) o
titre molaire dans la cellule i,j (-)
y largeur du lit (m)
y* valeur dey au front de flamme (m)
y(t) rayon du front de flamme (m)
Z hauteur du lit (m)
“
fnombre adimensionnel : a =
® C
o F nombre adimensionnel : ct^, = —^—
(-) (-)
a D A 7 ®
nombre adimensionnel : a = — ---
7-(-)
£ porosité du lit (-)
^mf porosité du lit au minimum de fluidisation (-) t D
0
nombre adimensionnel :
0r
2 (-)
a Ha nombre adimensionnel : Ha
■ '"“S
(-)
V
r nombre adimensionnel :
Vr
0 S
0
(-)
viscosité dynamique de l'air à = 273°K (kg/m.s) viscosité cinématique de l'air (m^/s)
exposant de l'équation V-76 (-)
constante de Stephan Boltzmann = 5,675 x 10
—8m K.
enthalpie de formation du constituant i (J/mole) conductivité thermique de l'air (W/m.K) conductivité thermique du réfractaire (W/m.K) conductivité thermique de l'isolant (W/m.K) conductivité thermique de l'acier (W/m.K)
différence de température (“K)
Coefficient de dilatation des gaz (1/°K)
masse volumique de l'air (kg/m^)
masse volumique du solide (kg/m^)
n E
nombre adimensionnel ; “ = —
AZv (-)
Les lits fluidisés sont utilisés pour effectuer de nombreuses opérations tant physiques que chimiques. On peut citer entre autres :
- les réactions gaz-solide : le grillage des minerais sulfurés, la combustion des combustibles solides.
- les bains thermostatiques
- les réactions catalytiques : cracking, chloration de l'éthylène - les échangeurs de chaleur
- le séchage
Les principaux avantages de la fluidisation sont ;
a) La mobilité, permettant la manipulation des produits granulaires.
b) L'homogénéité thermique, ce qui permet un contrôle précis de la température.
c) De très grands coefficients de transfert de chaleur entre le solide fluidisé et les parois.
d) Leur simplicité : il s'agit d'un appareillage simple et peu coûteux, ne comportant pas de partie mobile.
e) Bon comportement du point de vue de la pollution dans le cas de la combus
tion des hydrocarbures et du charbon.
La fluidisation n'a pas que des avantages, elle a aussi ses inconvénients : a) le manque de gradient de température est un handicap pour les
opérations où il en faut.
b) L'érosion : si le solide est friable, il y a érosion et entraînement des fines par le gaz. Les particules solides peuvent aussi éroder fortement les parois de l'appareil.
c) La ségrégation : les effets de la ségrégation sont possibles, principa
lement entre les particules ayant des masses spécifiques différentes.
d) L'existence d'un phénomène de pistonnage, au cas où les bulles
atteignent le diamètre de l'appareil.
1.2. PRESENTATION GENERALE DU TRAVAIL.
Le Service de Génie Chimique a développé en collaboration avec l'industrie, un four de recuit fluidisé utilisé en tréfilerie.
Dans ce four, la fluidisation est provoquée par les gaz chauds sortant des brûleurs. Les gaz chauds sont injectés dans la couche fluidisée à l'aide de tubes perforés qui servent de distributeur.
Ces tubes perforés sont portés à hautes températures et c'est leur résistance qui limite la durée de vie du four ou sa température de travail.
Pour éliminer cette limitation, on peut injecter séparément le combustible et le comb’urant dans la couche fluidisée.
La réaction de combustion aura lieu après l'injection du combustible et du comburant dems le lit fluidisé.
Les tubes d'injection ne seront plus soumis à des températures élevées.
Nous avons construit une installation pilote travaillant suivant ce principe et nous avons analysé son fonctionnement.
Notre travail comporte deux parties, une partie expérimentale et une peurtie théorique.
Expérimentalement, notre travail consiste à étudier le mélange et la combustion de l'air et du gaz naturel introduits séparément dans un lit
fluidié. On étudiera l'influence de la température, du degré de fluidisation et de l'excès d'air sur le fonctionnement du four.
Dans la partie théorique, on a développé des modèles mathématiques permettant
d'interpréter nos résultats expérimentaux.
1,3 PLAN DU TRAVAIL
Pour la présentation de notre travail, nous avons adopté le plan suivant :
Le chapitre II présente l'étude bibliographique relative à l'état de connaissance en matière de combustion en lit fluidisé.
Le chapitre III présente notre installation expérimentale, la description du matériel et des méthodes analytiques employées.
Le chapitre IV présente le résultat des essais expérimentaux.
Le chapitre V est consacré au modèle mathématique permettant de décrire les principaux résultats observés.
Le chapitre VI est consacré à la discussion des résultats expérimentaux.
Le chapitre VII présente les conclusions et suggestions pour des travaux
futurs.
CHAPITRE II
Ce chapitre présente une revue succincte des publications relatives à la combustion en lit fluidisé.
Dans la première partie, on donnera les définitions de certains paramètres utilisés en combustion, notamment : les limites d'inflammabilité, la
température d'auto-inflammation et le délai d'auto-inflammation.
Dans la deuxième partie, on présentera le résultat des travaux permettant la description de la combustion de gaz dans un lit fluidisé.
Dans la troisième partie, on présentera les modèles mathématiques permettant de prédire les concentrations de différents constituants (combustible,
comburant, produits) en fonction de la nature des réactifs et des
caractéristiques du lit.
II. ETUDE BIBLIOGRAPHIQUE
■ * - ■ I. . • : : . ,, , .J
11.1. Description des phénomènes d'inflammation.
Quand on provoque artificiellement à l'aide d'une source d'énergie (flamme, étincelle ...), l'inflammation locale d'un mélange gazeux (combustible et comburaint) en proportion convenable, la combustion de ce mélange peut se propager et progresser de proche en proche dans tout le gaz à une vitesse déterminée. On assiste alors à l'existence d'une zone étroite séparant la région des gaz brûlés de celle des gaz frais, cette zone est appelée "front de flamme". Le front de flamme est le siège de réactions chimiques rapides, transformant les composés initiaux en produits finaux.
11.1. a. Limites d'inflammabilité.
Les limites d'nflammabilité d'un mélange gazeux (combustible et comburant) sont définies comme étant les pourcentages extrêmes en
combustible entre lesquels le mélange est inflammable. Nous distinguons alors une limite inférieure et supérieure d'inflammabilité.
Ces limites dépendent de la nature du combustible et du comburant, ainsi que de la température et de la pression du système.
La variation des limites d'inflammabilité avec l'augmentation de la température est relativement faible (A. Van Tiggelen, 1968), mais elle correspond .toujours à une augmentation de la limite supérieure et une diminution de la limite inférieure.
L'influence de la pression est extrêmement variable suivant la nature du mélange (A. Van Tiggelen, 1968).
On signale suivant le cas, un élaurgissement ou un rétrécissement du
domaine d'inflammabilité, avec une augmentation de la pression.
Le taleau I donne les limites d'inflammabilité dans l'air de certains combustibles classiques.
Ces limites sont données à la température ordinaire et à la pression atmosphérique.
Dans ce tableau et désignent respectivement la limite inférieure et supérieure d'inflammabilité.
Les chiffres entre parenthèses sont ceux pour lesquels les écarts entre les valeurs données par les différents auteurs atteignent au moins 10%.
Les astérisques se rapportent à des combustibles dont la volatilité trop faible exige le chauffage du mélange.
Les doubles astérisques se rapportent à de grands écarts entre les valeurs expérimentales.
Les courbes 1, 2 et 3 de la figure 1 donne l'influence de la température sur les limites d'nflammabilité du mélange CH - 0 - N où l'on
4 2 2
constate qu'effectivement cette influence est très faible. Dans la
courbe (4) l'azote est remplacé par CO^ comme diluant.
TABLEAU I
Limites d'inflammabilité et température d'auto-inflammation dans l'air d'après A. VAN TIGGELEN (1968)
COMPOSÉ FORMULE L, L. (OC)Unjh
Hydrogène... H, 4.0 74.5 570 Deutérium... D. 5.0 75
Ammoniac... NH, 15.0 27 650 Hydrazine... N,H. 4.7 100 270 Hydrogène suliuré... H,S 4.3 45.5 290 Acide cyanhydrique...
Cyanogène...
HCN
(CN), (6)
(6)
41 (32)
540 850 Sulfure de carbone... CS, (1.25) (50) («3°) Oxysulfure de carbone... cos 12,0 29
Oxyde de carbone... CO 12.5 74 630
Hydrocarbure* saturés Méthane...
Éthane...
Propane...
H-et isobutane..
«- et n^opentane Hexanes...
Heptanes...
Octanes...
n-décane...
Cyclopropane....
Cyclohexane...
CH, 5.0 15 580
C.H, 3.0 (12.5) 490
C.H, 2,25 9.4 480
C.H,. 1.85/1,8 8.4 420/480
C,H„ I.45/1.4 7.8/7.5 (290)»*/450
C.H„ (1.20) (7.0) n : (26o)»*
C,H„ (i.io) 6.7 « : (235)**
C,H„ (i.o) (6) n : (220)**
ISO: (670)••
C,.H„ 0.75* 5.4 (240)**
C,H, 2.4 10,4 500
C.H.. t.3 (8) 265
Hydrocarbures non saturés Éthylène...
Propylène..
Butene-i...
Butène-2__
Butadiène..
Acétylène..
Benzène.. ..
Toluène...
o-xvlène___
Styrolène . Naphtalène.
C.H. (3.0 (32) 520
C,H, (2.2) 10.5 460
C.H. 1.6 9.35 385
C.H, 1.8 9.7 435
C.H, 2,0 ti.5 420
C,H, 2.5 (80 320
C,H. 1.4 (7.1) (620)
C,H,CH, (1.4) 6.7* (585)
C.H.-(CH,).
C,H,-CH = CH,
1.0 6,0» 520
i.i* 6.1* 490
C..H, 0,9* 5.9* 575
Tableau I (suite)
COMPOSÉ FORMULE L< L. (»C)
Alcools Méthanol...
Éthanol...
«-propanol...
Tsopropanol...
n-butanol...
Furfurol...
Alcool allylique___
r*ropyIène glycol...
Triéthylène glycol.
CH,OH (6.7) 36* (510)
C,H,OH (3.3) 19* (490)
C,H,OH 2,1 13.5* (480)
C,H,OH 2,0 (I2)« (540)
C,H,OH 1.45 11,2* (430)
C,H,OCH,OH 1.8* 16,3* (440)
C,H,OH 2,5 i8» 390
C,H,(OH). 2,6* 12.5* 420
(C,H,0,), 0,9* 9.2* 370
Éther méthylique___
Méthyléthyléther...
Éther éthylique...
Éther vinylique...
Oxyde d'éthylène__
Oxyde de propylène.
Dioxane...
Éthers et oxydes
CH,OCH, 3.4 (27) 350
CH,OC,H, 2,0 10 190
C,H,OC,H, 1.8 (36,5) (190)**
(C,H,),0 1.7 27 360
(CH,),0 3.0 80 430
C,H,0 2.0 22 —
0 = (C1H4), = 0 2,0 22,5* (220)
Acétaldéhyde...
Aldéhyde crotonique.
Acétone...
Méthyl-éthylcétone...
Méthyl-propylcétone.
Méthyl-butylcétone..
Aldéhydes et cétones
CH,CHO 4.0 56
C,H,CHO 2,1 >5.5
CH,COCH, (2.6) 12,8
CH,COC,H, 1,8 lO*
CH,COC,H, 1.5 8.2*
CH,COC,H, 1.35 7.6
(230)
230 (560)*
510
505 530
Acides et esters Acide acétique...
Anhydride acétique...
Formiate de méthyle.
Fonniate d'éthyle___
Formiate de butyle . . Acétate de méthyle...
Acétate d'éthyle...
Acétate de propyle__
Acétate de butyle...
Acétate d'amyle...
CH,CO,H 5.4* —
(CH,C0),0
HCOOCH, 2.7*
(5.1)
10*
(22)*
HCOOC,H, 2.7 (14)*
HCOOC.H, 1.7 8*
CH,COOCH, 3.1 15,6*
CH,CO,C,H, 2.3 >1.4*
CH,CO,C,H, (X.8) 8»
CH,CO,C,H, 1.4 7.55*
CH,CO,C,H„ l.l* 7.45*
575
(235)**
395 575320(505)**
(490)**
(470) ••
425
380
Amines Méthylamine...
Diméthylamine..
Triméthylamine.
Éthvlamine...
Diéthylamine..
Triéthylamine..
s-propylamine.
«i-butylamine..
CH,NH, 4.95 20,75
(CH,),NH 2,8 >4.4
(CH,),X 2.0 l> .6
C,H.NH, 3.55 >3.95
(C.H,),NH 1.8 >0,1
(C,H.),N
C,H,NH, >.25 7.9
2,0 >0.35
C,H,NH, >.7 9.75
430
400 à 70 % dans H,0: 385310 320 310
Figure 1.limite d'inflammabilité des mélanges CH^ ~ ^2 ~ ^2 CH^ “ ~ *^*^2 Remmerie (P) et Van Tiggelen (A) Les températures de 1,2 et 3 sont respectivement de 20,160®C et 375®C
0 25 75
II.1.b. La température d'auto-inflammation»
Dans les limites d'inflammabilité, un mélange gazeux s'enflamme à partir d'une température bien déterminée. Cette température est appelée
température d'auto-inflammation et elle dépend de plusieurs paramètres notamment, la nature et la proportion des réactifs et aussi la pression du système.
Pour un mélange de comburant et de combustible donné, la température d'auto-inflammation à pression donnée, varie peu avec la composition (A.
Van Tiggelen 1968), pourvu que celle-ci soit comprise entre les limites
d'inflammabilité.
II.l.c, Délai d'auto-inflammation.
Lorsqu’on porte un mélange inflammable à sa température
d'auto-inflammation, l'auto-inflammation, n'intervient qu'après un certain temps appelé "délai d'auto-inflammation".
Ce délai est fonction de la composition du mélange, de la pression et de la géométrie du réacteur.
Le délai d'auto-inflammation est fortement influencé par la composition du mélange. Il est minimum pour un mélange en proportions
stoechiométriques.
La figure 2 donne l'influence de la température sur ce délai de quelques
combustibles usuels en proportions stoechiométriques. On constate que ce
délai diminue fortement avec une augmentation de la température.
Figure 2 - Dépendance vis-à-vis de la température du délai d'auto-inflammation pour différents combustibles dans l'air.
D'après A. Van Tiggelen (1968).
II.2. Combustion en lit fluidisé.
L'alimentation d'un four peut se faire, soit par un prémélange d'air et de gaz, soit par l'air et le combustible introduits séparément.
Dans le premier cas, on parle de flamme prémélangée, dont le comportement est déterminé par la vitesse des réactions d'oxydation.
Dans le second cas, le mélange entre l'air et le combustible détermine le comportement de la flamme. On parle alors de flamme de diffusion.
La zone de réaction d'une flamme de diffusion est plus étalée que celle d'une flamme de prémélange, en effet on passe progressivement d'une région riche à une région pauvre en combustible.
L'introduction de l'air et du combustible séparément dans un lit fluidisé, pose moins de problèmes de sécurité que quand ils sont prémélangés, csu* dans le cas du prémélange, la flamme peut se stabiliser à l'intérieur du tube d'alimentaton.
Si dans la littérature, on trouve beaucoup de publications (d'après Donald Robert Van der Vaart (1985)) , traitant du premier cas, celles qui traitent le cas de la combustion de gaz non prémélangés avec de l'air sont rares (J.F.
Stubington 1973 ).
II.2.a. Température de combustion interne.
Quand on brûle du gaz dans un lit fluidisé, la combustion ne se produit pas dans la couche et on constate des explosions à la surface du lit à des températures inférieurs à 850®C.
Ces explosions correspondent à l'éclatement des bulles à la surface du lit (Sadelov et Baskakov, 1973).
A des températures supérieures à 850®C, ces explosions cessent et la combustion se déroule dans le lit proprement dit.
Plusieurs auteurs, ont essayé de déterminer la température critique à partir de laquelle, la combustion est interne.
Tous ces travaux, concernent la combustion d'air et de gaz introduits
séparément.
Kharchenko et Maklorin (1964) ont étudié la combustion d'un prémélange de gaz naturel et d'air dans un lit de quartz. Les particules du lit ont un diamètre de 0,34 mm.
Ils ont observé que la combustion dans le lit n'est possible que pour des températures supérieures à 800-840®C.
Il ont parlé de "stabilité de la combustion", sans en donner un critère bien précis.
Sadilov et Baskakov (1973), ont étudié la combustion du gaz naturel dans un lit fluidisé.
Le lit est constitué de particules d'oxyde d'aluminium de 0,32 mm de diamètre.
En utlisant un micro-thermocouple de faible inertie, ils ont mesuré les fluctuations de température à la surface du lit.
Les pointes de températures sont supposées correspondre à l'explosion et à l'ignition des bulles à la surface du lit.
Ces fluctuations diminuent au fur et à mesure que la température du lit fluidisé augmente.
Quand une température critique est atteinte ces fluctuations disparaissent.
Ils ont obtenu que pour un mélange ayant un défaut d'air, ces
fluctuations sont plus importantes que dans le cas où il y a excès d'air.
Ils ont aussi trouvé que pour un mélange stoechiométrique, la température critique (Ter) augmente avec la vitesse de fluidisation.
Denis et Al (1982), ont étudié le même phénomène en se basant uniquement sur des observations visuelles.
Ils ont trouvé que la température critique d'un mélange d'air et de propane diminue si :
- le rapport —— diminue
U -
mf - le mélange est riche
Ils n'ont pas remarqué de variation de Ter entre des mélanges stoechiométriques et des mélanges pauvres en combustible.
Dans un effort de mesurer la transition entre la combustion au-dessus et
à l'intérieur du lit. Van der Vaart (1985) a mesuré les fluctuations de
pressions au-dessus d'un lit fluidisé.
La mesure de l'amplitude des ces fluctuations en fontion de la
température permet de déterminer la température critique à partir de laquelle, les bulles cessent d'exploser à la surface du lit.
Il a étudié l'influence des paramètres tels que la vitesse de
fluidisation, le rapport de la vitesse de fluidisation à la vitesse au minimum de fluidisation et la hauteur du lit sur la température critique d'un mélange d'air et de propane.
Il a trouvé que :
Si la hauteur du lit augmente. Ter diminue Si u-u augmente. Ter augmente
mf
Si U augmente pour (u-u _) donné. Ter augmente
mi mf
Il faut cependant noter que les valeurs obtenues pour la température critique en fonction des paramètres étudiés ne sont pas très différentes.
Les écarts sont de l'ordre de 40“C.
II.2.b. Les modèles mathématiques de combustion»
Si la vitesse de propagation dans les flammes de prémélange est avant tout déterminée par la vitesse des réactions d'oxydation et de
transmission de la chaleur dans le front de la flamme, les
caractéristiques des flammes de diffusion sont gouvernées principalement par le phénomène de diffusion moléculaire ou turbulente du combustible et du comburant.
L'étude de la structure et des caractéristiques des flammes de diffusion est plus difficilement accessible à l'expérience que celle des flammes de prémélange. L'étude des flammes de diffusion laminaire est plus facile que l'étude simulaire en écoulement turbulent.
En effet, en écoulement laminaire, le coefficient de diffusion ne dépend pas des variables d'écoulement, alors qu'il en est fonction en écoulement turbulent.
Tous les modèles censés décrire les flammes de diffusion sont inspirés du modèle de Burke et Schumann (1928).
a) Modèle de Burke et Schumann.
En partant des équations de conservation de la quantité de mouvement de diffusion, d'énergie et de la conservation des espèces chimiques.
Burke et Schumann se sont rendus compte qu'il est impossible de résoudre ces équations à moins d'admettre certaines hypothèses simplificatrices. Ainsi, ils ont émis les hypothèses suivantes : - le front de flamme est le lieu géométrique où les concentrations en
comburant et en combustible sont nulles. Dans cette zone, les flux des deux réactifs sont en proportions stoechiométriques, tandis que les produits de combustion diffusent vers l'intérieur et l'extérieur de la flamme.
- Il n'y a pas de transfert de quantité de mouvement entre le combustible et le comburant.
- Les vitesses du fluide comburant et du fluide combustible sont
égales
Dans ces conditions, les concentrations des réactifs et des produits de combustion peuvent être calculées uniquement par les équations de diffusion.
Burke et Schiomann, ont étudié le cas simple de deux tubes cylindriques co—axiaux. Le tube intérieur est alimenté en combustible et le tube extérieur en comburant
I I
air combustible air
A
Si XI et X. désignent respectivement le titre molaire du combustible F B
et de l'oxygène, le profil de concentrations peut être obtenu pour une flamme de diffusion laminaire à symétrie de révolution par les équations de diffusion suivantes :
axp ^ ^ + a^xp'
az
V \r ar 3r2 ,II-l
axs _ [i axe a^Xs\
az V 3r 9r2 j II-2
Les équations (II-l) et (II-2) sont valables uniquement en dehors de la z8ne de combustion.
On suppose que :
D ai = au coefficient d'interdiffusion B F
Si on définit X comme étant :
X = X f - ^ II-3
où s est le nombre de moles de 0^ nécessaires à la combustion d'une mole de combustible.
La résolution des équations (II-l) et (II-2) peut être ramenée à la résolution de l'équation :
az V (r 9r J
II-4
L'équation (II-3) est valable aussi bien à l'intérieur qu'en dehors de la zône de combustion.
La flamme est supposée mince, toutes les réactions chimiques s'effectuant dans une zone d'épaisseur négligeable.
La solution de l'équation II-4 est obtenue en se donnant les conditions aux limites.
- Les conditions aux limites sont :
à Z = 0, on a :
X = X
fopour 0 < r < ri II-5
X =- X s
bopour ri < r < T2 II-6
dr
=0 pour r = 0 II-7
3 r
=0 pour r = f2
II-8
La résoluton de l'équation (1-4) donne alors :
X = Ao +2^( xfo + ^)( xfo ^)
m=»>»
X
J_ (mri) * 3b (mr), m (^ôwôTr
m=l
*exp Dm^zj
où
II-9
B
qet sont les fonctions de Bessel d'ordre 0 et 1 ra est tout nombre possitif tel que :
«1 (mri) = 0 II-IO
La figure (3) donne de façon schématique, le profil des
concentrations du combustible, de l'oxygène, de l'azote et des produits de combustion.
On constate que les concentrations des réactifs sont nulles au front
de flamme, tandis que la concentraton des produits de réaction y est
maximale.
Figure 3 - Représentation schématique du profil des concentrations (d'après Hottel (H.C.) et Hawthorne (W.R.) dans une flamme de diffusion laminaire.
Les courbes 1, 2, 3 et 4 représentent respectivement la fraction molaire en combustible, en oxygène, en produits et en azote le long d'un rayon r et à une hauteur déterminée au-dessus du brûleur.
L'équation du front de flamme est otenue en posant :
X = 0 II-ll
Hottel (H.C.) et Hawthorne (W.R.) (1949) ont effectué des
prélèvements de gaz à 3 niveaux différents le long de l'axe d'un brûleur cylindrique. Il s'agit de la combustion de l'hydrogène dans l'air.
Les résultats de leurs mesures sont illustrés dans la figure (4) et on constate qu'effectivement les concentrations du combustible (H^) et de l'oxygène sont nulles simultanément pour les figures (4-B) et (4-C), par contre pour la figure (4-A), on trouve une faible
concentration d'oxygène dans la zone riche en hydrogène.
Ils expliquent ce dernier phénomène par l'instabilité de la combustion dans cette région.
Figure 4 - Profils de fractions molaires dans une flamme de
diffusion laminaire (d'après Hottel et Hawthorne, 1949), flamme de diffusion hydrogène-air au-dessus d'un brûleur cylindrique de diamètre 6,35 mm. La vitesse d'écoulement dans le tube est 32,9 m/s
«
Hydrogène
Azote
Oxygène
La forme de la flamme dépend essentiellement de la richesse du mélange.
Dana le cas d'une flamme avec défaut d'air, le combustible diffuse jusqu'à la paroi du tube extérieur sans être complètement brûlé ; au contraire, dans le cas d'une flamme avec excès d'air, le comburant atteint par diffusion l'axe du tube intérieur sans avoir été
entièrement consommé par la réaction.
La figure (5) donne la forme théorique d'une flamme de diffusion laminaire avec excès et défaut d'air.
Figure 5 - Forme théorique d'une flamme de diffusion laminaire confinée à symétrie de révolution (d'après Burke et Schumann, 1928)
Les courbes (I) et (]D correspondent respectivement à une flamme à
défaut d'air et à excès d'air.
b) Modèle de combustion en lit fluidisé.
Le seul modèle permettant de décrire la combustion du gaz et de l'air injectés séparément dans un lit fluidisé est le modèle développé peu*
Stubinghton et Davidson (1973) qui est lui-même inspiré de celui et Burke et Schumann.
Ils ont étudié le cas de la combustion du propane et de l'air introduits séparément dans un lit de sable de section circulaire. Le diamètre
intérieur du lit est de 78 mm. Ils ont supposé que la température du lit est suffisamment grande (de l'ordre de 900“C) pour que la réaction
propane-oxygène soit instantanée, en conséquence l'oxygène et le propane ne peuvent pas co-exister.
Le mécanisme de combustion a été décrit par deux étages successifs.
Dans le premier étage, des bulles gazeuse contenant le propane sont formées successivement à la sortie de l'injecteur. Les bulles encadrent une zone fluidisée dense contenant de l'air.
Dans cet étage, la réaction est contrôlée par la diffusion axiale du propane dans l'air qui le précède et le suit.
La diffusion axiale étant très grande (Stubinghton et Davidson, 1973), tout l'oxygène disponible dans cette zône est rapidement consommé et la hauteur de cet étage est très faible, elle est de l'ordre de 1 mm
au-dessus de l'injecteur du propane.
Dans le second étage, l'oxygène réagit avec le propane qui n'a pas été brQlé dans le premier étage .
Cet étage constitue la majeure partie du lit, cette fois le mélange
propane-air est contrôlé par la diffusion radiale. Il s'agit d'une
flamme de diffusion laminaire.
A x ia l c o -o rd in a te (i n c h e s )
Figure 6
1.5 n
1.0
■0.5
- Flanune de diffusion laminaire d'après Stubinghton et Davidson (1973).
Radial co-ordinate
(inches )
Les équations de diffusion écrites pour le propane et l'oxygène dans le 2e étage, donnent pour une flamme de diffusion laminaire ;
3Cp _ P
t^1 dCp dt ~ r dr\ dr
3C
b_
dt ^ dr \ dr
pour 0 < r < y(t)
pour y(t) < r < R
11-12
11-13
Le temps (t) est lié à la hauteur Z du lit par la relation
11-14
C et C désignent respectivement les concentrations du propane et r O
d'oxygène.
y (t) désigne le rayon du front de flamme.
- Les conditions aux limites sont ;
9C
fn n
-3^ = 0 pour r = 0
11-15
C f = C b = 0 pour r = y(t)
11-16
3 C b
9 r pour r = y(t) 11-17
9C
bdr
=0 pour r = R
n-18
Les conditions initiales sont :
t 3 0, on a :
C b = 0 pourO<r<a
11-19
C b = C bo pour a<r<R
11-20
C f = C fo pour 0<r<a
11-21
C f = 0 pour a<r<R
11-22
Ils ont défini les nombres adimentionnels suivants :
11-23
11-24
Yr = 11-25
11-26
En vertu des hypothèses émises au début de ce chapitre, la résolution des équations (Iï-12) et (11-13) est ramenée à celle de :
où
3C _ Dr 3C\
âr ■ “ aFr ar) 11-27
C = Yr ap - ttB
11-28
11-29
11-30
C exprime soit Yj. , soit - ot^
La résolution de l'équation (11-27) en tenant compte des nouvelles conditions initiales et aux limites est :
C= ao + ^ ai So(kiTla)exp{-k? 0}
i=l
11-31
où
ao--- —
Tl? 11-32
^ 2(Yr + l)gi (kj)
j Tl? ki{So(kiîlr)M
^o ^1 respectivement les fonctions de Bessel d'ordre 0 et 1 est tout nombre positif tel que :
«1 (ki Tir) = 0 11-33
A partir des équations précédentes, Stubinghton et Davidson ont établi le profil de concentrations du propane et d'oxygène en fonction de la
hauteur du lit.
Ils ont trouvé que l'utilisation du coefficent de diffusion donné par le modèle à "bulles" de Kunii et Levenspiel (1969) conduit à des taux de conversion forts élevés par rapport aux mesures expérimentales.
Ils ont été amenés à utiliser un coefficient de diffusion radiale
effectif. Ils ont estimé que ce coefficient est du même ordre de
grandeur que le coefficient de diffusion moléculaire.
Ils ont constaté expérimentalement des phénomènes ceiractéristiques des lits fluidisés ;
- Soit que des bulles riches en propane, traversent le lit et atteignent sa surface sans avoir eu un contact suffisant avec l'oxygène et par conséquent sans que le propane soit brûlé.
- soit que des bulles contenant initialement l'oxygène atteignent la surface du lit avec de grandes concentrations en oxygène.
Un autre travail fait par Singh, G.R. Rigby et T.G. Calcott (1975) se rapporte lui aussi à la combustion du propane et de l'air injectés séparément dans un lit fluidisé. C'est un travail purement
expérimental et il découle de celui-ci que c'est le mélange air-propane qui détermine la vitesse de combustion et que ce mélange est fortement influencé par les bulles dont la coalescence favorise un meilleur contact entre l'air et le propane.
Ils ont trouvé que pour un lit de 90 mm de hauteur et pour un excès d'air de 50%, la concentration en propane reste très élevée (entre 7 et 2Qf%) à la sortie du lit.
Pour un lit de 225 mm de hauteur, les mesures ont montré que
pratiquement tout le propane a été consommé à la sortie du lit.
II-3 MELANGE D'UN GAZ TRACEUR DANS UN LIT FLUIDISE.
Plusieurs auteurs, ont étudié par des techniques différentes, le mélange de gaz dans un lit fluidisé.
Le tableau 2 donne un aperçu sur les techniques utilisées par les différents auteurs.
Certains ont proposé des modèles à deux phases, d'autres à trois phases. Ces modèles sont assez compliqués et font intervenir des paramètres difficilement accessibles à l'expérience, notamment le diamètre des bulles.
Le modèle le plus simple est celui à une seule phase (P.N. ROWE et T.J.
EVANS 1974) dans laquelle on considère des coefficients de diffusion effective.
Dans notre travail on a injecté un gaz traceur, en l'occurence CO^ dans un lit fluidisé par l'air.
On mesure les concentrations de CO^ en fonction de la position du
point de prélèvement. On compare par la suite, ces mesures avec les
résultats obtenus à l'aide d'un modèle mathématique à une phase, avec
diffusion .
Observer Cas Experimental Procedure Bed and Distributor Solids Velocity Results
Gilliland and Mason [7]
(1949, 1952)
air 1. upward injection of He and COj in steady State 2. step input, He tracer
d,= 2.54, 7.61, 11.4 cm LJd,
=
7.8 to 23.3 200 mesh screenmicrospherical catalyst
d, =
0.074 to 0.21 mm, glass beads dp = 0.102to 0.452 mm
Up
=
13.4 to 52 cm/sec 1. Fig. 5 2. Fig. 2May [9] (1959) air step input, He tracer d, = 7.62, 153 cm Lf = 365 and 1070 cm
fluid catalyst d,
=
0.04 to 0.08 mmU, =
12.2 to 42.8 cm/sec u„f = 1.5 cm/secFig. 7
Danckwerts et al. [10]
(1954)
air puise input, He tracer commercial catalyst regenerator di
£
1220 cm, Z,/= 520
cm gratelike grid, open area 107o
FCC catalyst Up = 22.2 cm/sec C and F diagrams, Fig. 3
Overcashier et al. [Il]
(1959)
air efTect of horizontal baffles, He and Fréon tracer
1. backmixing experi- ment in steady State 2. step input
di
=
40.6 cm, grid type baffles, free area 15 to 30%, tube trays, free area 2.4 to 14.5%microspherical catalyst dp= 0.051 toO.103 mm
Up
=
12.2 to 45.8 cm/sec constriction velocity 104 to 390 cm/sec1
.
Dpfrom steady State experiment without baffles, UpL/IDp 1 to 2, Lr=
183 cm2. C diagrams
Huntley et al. [12] (1961)
Na,
air
both puise and step inputs, krypton-85 tracer
d,
=
10.2, 91.5 cm FCC catalyst {=
1.7 sec for dt = 10.2 cm { = 3.5 sec for dt=
91.5 cmC and F diagrams, like Fig. 2
Baerns et al. [13] (1963)
N,
1. upward injection of H:i in steady State 2. step input, H^ tracerdt
=
7.5 cm, sintered métalsand dp
=
0.06 to 0.2 mmu„
=
2 to 16 cm/sec Fig. 4^
S
1.2 to 3.4 DptfKobayashi and Aral [14]
(1964)
air step input, ozone tracer dt = 8.24 cm L/ = 9.4 to 100 cm
silica gel dp =0.21 mm
Up - 9.1, 12.1 cm/sec Up,!
=
3.2 cm/secFig. 8
Miyauchi and Kaji [15]
(1968)
air 1. backmixing in steady State
2. puise input, H^,
COa,
and
CCIaFa
tracerdt
=
7.9 cm sintered métalFCC catalyst dp
=
0.058 mmUp
=
20 to 47 cm/sec u„,=
0.18 cm/secSchügerl [16] (1967) air (water)
distribution of résidence times, He and COa tracer
d,
=
13.5 cm kind of solids used not specibeddp
=
0.04 to 0.5 mmUp
=
0.7 to 64 cm/sec Dpand D,for three types of System; gas-solid, liquid- solid, gas and liquid-solid Yoshida and Kunii [17](1968)
air step input, He, Fréon-12 and Freon-22 tracer
dt= 10 cm, Ln= 42 cm canvas
microspherical catalyst dp = 0.15 mm
Up = 3.5 to 22 cm/sec u„,
=
2 cm/secFig. 12
Tableau 2 ; Mélange de gaz dans un lit fluidisé d'après KUNII et LEVENSPIEL (1969)
CHAPITRB III
Ce chapitre est consacré aux techniques expérimentales.
On donne tout d'abord une description de l'appareillage expérimental utilisé et les méthodes d'analyse employées.
On commente ensuite, l'organisation des essais et les précautions à prendre
lors des expériences.
III. TECHNIQUES EXPERIMENTALES
III.1. Description de l'installation
Le schéma de l'installation est donné dans la figure I.
Le lit utilisé (13) a une section intérieure rectangulaire de 480 mm de long sur 230 mm de large.
L'enveloppe extérieure en acier inoxydable est protégée par une couche de briques réfractaires de 114 mm d'épaisseur, suivie d'une deuxième couche de briques isolantes de 115 mm d'épaisseur.
L'alimentation en air et en gaz naturel se fait de la façon suivante :
Nous disposons de deux distributeurs, l'un pour l'air de fluidisation ou "air secondaire" (14), l'autre (15) pour le gaz naturel mélangé avec une faible quantité d'air primaire.
L'air est fourni par un ventilateur (8). Le distributeur d'air secondaire est placé au fond du lit, celui du gaz est situé au-dessus du distributeur d'air secondaire (voir figure II).
Des bonbonnes de gaz naturel (1) fournissent le débit de gaz désiré.
L'allumage du mélange inflammable formé est provoqué par deux veilleuses à 30 mm au-dessus du lit pour éviter leur extinction par les projections de sable.
La deuxième veilleuse est justifiée par des raisons de sécurité.
Le lit est constitué par des particules d'oxyde de Zirconium ). Le diamètre moyen d'une particule est de 115 um.
5 thermocouples placés au centre du lit (voir figure II) permettent la mesure
de la température en fonction de la hauteur. Les thermocouples sont de type
chrome-nickel.
III.2. Le distributeur d*air secondaire (14).
Il est placé au fond du lit pour assurer sa fluidisation.
Il est constitué de deux tubes horizontaux, parallèles et distants de 115 mm.
Le diamètre d'un tube est de 3 2 mm. Pour assurer la sortie d'air, chaque tube est perforé de 15 trous de chaque côté.
Le diamètre de chaque trou est de 1,5 mm.
Ces tubes ont été fabriqués en acier réfractaire, résistant à 1000**C.
III.3. Le distributeur de gaz (15).
Il est placé à 20 mm au dessus du distributeur d'air. Il assure
l'alimentation du lit en gaz naturel mélangé avec une faible quantité d'air (inférieure aux conditions d'inflammabilité).
Ce distributeur est constitué de de'ux tubes horizontaux, parallèles et
distants de 60 mm et il est fabriqué en acier réfractaire. Le diamètre d'un tube est de 22 mm. La sortie du mélange gaz-air est assurée par 38 trous disposés le long de chaque tube. Le diamtètre de chaque trou est de 1 mm.
III.4. Les débitmètres (5,6,7),
Les débitmètres utilisés sont des rotamètres. On dispose de 3 rotamètres permettant la mesure du débit d'air secondaire (7), d'air primaire (6) et du gaz naturel (5).
Des vannes placées à l'entrée de chaque rotamètre permettent de régler les
débits aux valeurs désirées.
A l'entrée de chaque rotamètre, on dispose d'un manomètre à mercure (2,3,4) permettant la mesure de la pression de chaque gaz.
Pour chaque débit gazeux, on lit sur l'echelle placée le long du rotamètre, la position d'équilibre du flotteur, puis on se reporte sur la courbe
d'étalonnage donnant le débit en fonction de la position du flotteur et de la pression à l'entrée du rotamètre.
La figure III-l donne la courbe d'étalonnage du rotamètre d'air pour une pression de 1 atm.
La figure III-2 , donne la courbe d'étalonnage du rotamètre du gaz naturel pour une pression de 1 atm.
III.5. Essais à froid avec un gaz traceur.
Le schéma de l'installation est le même que celui de la figure I, sauf qu'on a remplacé le gaz naturel par le dioxyde de carbone (CO^).
Le distributeur du gaz est alimenté à partir d'une bonbonne de CO^, sur laquelle on a placé un mano-détendeur.
Un manomètre à mercure est placé à l'entrée du rotamètre et permet la mesure de la pression du gaz.
Le débit d'air de fluidisation à froid est supérieur au débit d'air de fluidisation à chaud (combustion), on a donc utilisé un rotamètre dont la courbe d'étalonnage pour une pression de 1 bar est donnée par la figure III-3.
III.6. Mesure de la température critique d'allumage interne.
Pour déteminer cette température critique, on a installé un microphone
au-dessus du lit, permettant de mesurer l'intensité et la fréquence des
explosions de bulles à la surface du lit.
Le signal du microphone est enregistré sur un enregisteur à grande vitesse de défilement de papier (60cm/mn), ce qui permet de mieux séparer les pics
correspondant à des explosions successives. Les amplitudes sont exprimées en mm.
Les explosions n'ont pas toutes la même amplitude, ainsi on est amené à faire un choix arbitraire sur l'amplitude minimale à partir de laquelle, ces
explosions sont prises en considération. On compte le nombre de pics dont l'intensité dépasse ce seuil par unité de temps. On dispose ainsi d'un critère quantitatif décrivant le comportement de la couche fluidisée.
Les mesures se font pendant la montée de la température du four.
A une température T donnée, on déclenche le microphone pendant 30 s et on compte le nombre de pics ayant une amplitude supérieure ou égale au seuil fixé d'avance. On suppose que pendant ce laps de temps, la température du lit est restée constante. La température critique est atteinte quand il n'y a plus aucun pic dont l'intensité atteint le seuil fixé.
Un exemple de ces mesxires est illustré par la figure 7.
Fi|(ur« 7 :
Extopl* de Mturi da l«
etsoéracura erlciqoa
III.7. Analyse chimique du gaz.
Les gaz de combustion sont analysés par chromatographie en phase gazeuse.
L'échantillon du gaz à analyser est prélevé au moyen d'une sonde (9) cylindrique de 16 ram de diamètre. Elle est faite en acier réfractaire.
Nous avons prévu un dispositif permettant le déplacement de la sonde suivant la longueur, la largeur et la hauteur du lit.
Un filtre (10) (voir figure I) placé entre la sonde et le chromatographe évite que des fines particules d'oxyde de Zirconium entrent dans la colonne.
Pour avoir un échantillon représentatif de la composition du gaz en un point donné, on a prévu un mélangeur situé entre la sonde et le filtre. Il s'agit d'un tube cylindrique de 85 mm de diamètre sur 135 mm de longueur.
Le gaz à analyser est aspiré dans la boucle d'injection du chromatographe par une pompe (12) placée en aval.
On a utilisé une colonne "CTRl" de la firme "ALTECH EUROPE".
Elle est en fait constituée de 2 colonnes concentriques. La colonne extérieure est une Porapack, la seconde une tamis moléculaire.
Son avantage, est qu'elle permet d'analyser en même temps, l'oxygène, le dioxyde de carbone, le méthane, le monoxyde de carbone et l'azote.
Dans la chaine de mesures, on rencontre les appareils suivants : - appareil : AEROGRAPH A-90 P
- type de détecteur : catharométrique
- colonne utilisée : CTR 1 composée d'un tamis moléculaire et une Porapack - gaz porteur : 1'hélium
Les conditions opératoires sont : - température du four : 70®C
- température du détecteur : 110®C 3 - débit du gaz porteur : 50 cm /mn
- courant dans les filaments du détecteur : 150 mA
Les temps de rétention sont ; 30 s 45 s - air + CH^ + CO
4 - CO,
“^2 - CH - CO
1 ma 57 s 2 mm 47 s 5 mm 8 s 6 mm 2 s
Les étalonnages peuvent se faire à partir des surfaces ou des hauteurs de pics correspondant aux divers constituants.
En première approximation, les surfaces sont données par le produit de la hauteur du pic, par sa largeur à mi-hauteur à condition que les pics soient réguliers et symétriques.
En pratique une détermination précise de la largeur à mi-hauteur est difficile à moins d'utiliser des vitesses de défilement du papier très rapide.
En conséquence, notre étalonnage a été fait à partir de la hauteur des pics.
La reproductibilité et la précision sont suffisantes, les pics sont bien distincts les uns des autres. Un exemple des chromatogrammes obtenus est donné par la figure 8.
On a fait un étalonnage interne, ainsi tous les pics sont étalonnés par rapport à l'azote.
Disposant de 8 échantillons de gaz standard, contenant CH, , CO, C0„, 0„ et N,,
4 2 2 2
à différentes concentrations, on dresse pour chaque constituant la courbe donnant le rapport de sa hauteur par rapport à celle de l'azote, en fonction de sont titre par rapport à celui de l'azote. On suppose que la somme des concentrations de CH^, CO, CO^, 0^, et fait 100%.
Les figiires III-4, III-5, III-6 et III-7 donnent respectivement les courbes
d'étalonnage de CO , 0 , CH et CO
Organisation des essais.
Avant chaque injection de gaz dans le chromatographe, on s'assure tout d'abord que les conditions opératoires restent les mêmes. Ces conditions, sont le débit du gaz porteur, la température du four, la température du détecteur et le courant dans les filaments du détecteur.
Entre une mesure et une autre, on laisse purger le gaz pendant au moins 10 mn, la pompe d'aspiration est en marche continue pour chaque série de mesures.
L'analyse des gaz se fait aussi bien en régime que pendant la montée en température.
Pendant la montée en température, on laisse la sonde fixe à une position donnée du lit et on mesure la composition du gaz en fonction de la
température. Quand il n'y a plus de variation de la température en fonction
des temps, on analyse la composition des gaz en fonction de la position du
point de prélèvement.
FIGURE 8
Chromatogranune d'un gaz étalon
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CHAPITRK IV
Le chapitre présente les résultats expérimentaux classés en 4 paurties.
Dans la première partie, on donne le résultat des expériences faites sema réaction chimique.
En seconde partie, on donne les résultats obtenus pour la détermination de la température critique d'allumage interne.
Dans la troisième partie, on rassemble les résultats des essais relatifs aux mesures de concentrations des différents constituants dans le lit en fonction de la vitesse du gaz et la position du point de prélèvement, quand la réaction de combustion est en régime.
En quatrième partie, on donne le résultats des expériences faites pendant la
montée en température. Il s'agit de mesures de températures à des différents
niveaux de l'axe du lit et de mesures de concentrations en différents points.
IV.1 MESURES DU MELANGE EN L'ABSENCE DE REACTION.
Les expériences ont été réalisées à la température ambiante et à différentes vitesses de fluidisation :
6 cm/s, 8.9 cra/s, 11.9 cm/s et 15 cm/s, ce qui correspond à des rapporta ——
m£
respectivement de : 2.1, 3.2, 4.2 et 5.4
Dans chacune de ces conditions, les mesures de concentrations de CO^ ont été faites pour différentes positions horizontales (y) et verticales (Z) du point de prélèvement.
Les résultats sont présentés sous forme de % CO^ molaire en fonction de Y et
de Z. Y
h
Dans les figures on a présenté --- en fonction de (Y/L) où ; o
X_ désigne le titre molaire de C0„ mesuré et X„ est le titre molaire de C0„ T s 2 Tg. 2 dans le gaz traceur injecté. Les tableaux IV-1-1 à IV-1-4, correspondent respectivement à des vitesses de fluidisations de 6 cm/s, 8.9 cm/s, 11.9 cm/s et 15 cm/s
Les figures IV-1-1 à IV-1-3 sont obtenues pour u = 6 cm/s et pour respectivement Z = 40 mm, 65 mm, et 115 mm.
Les figures IV-1-4 à IV-1-7 correspondent à u = 8.9 cm/s et pour respectivement Z = 15 mm, 65 mm, 90 mm et 115 mm.
Les figures IV-1-8 à IV—1-12 sont obtenues pour u = 11.9 cm/s et pour Z = 15 mm, 40 mm, 65 mm, 90 mm et 115 mm.
Celles de IV-1-13 à IV-1-15 sont obtenues pour u = 15 cm/s et pour respectivement Z = 40 mm, 65 mm et 115 mm.
Les courbes ont une forme en cloches caractéristique des phénomènes
diffusionnels. Pour un essai donné et pour différents niveaux du lit la
surface des courbes se conserve.
TABLEAU IV-1-1
U
= 6 cm/s
1 I 1 1 1
Y (mm)
1 1 1
% CO^
1 Z = 40 mm 1
I Z = 65 mm 1
Z = 115 mm
1 -115 1 0 I 0 0
1 -105 I 0 1 0 0
1 - 90 1 0 1 0 0,3
1 - 75 1 0 1 0,8 1.4
1 - 40 1 6,5 1 8,1 8,1
1 - 15 I 14,8 1 10,3 7
1 5 1 13,7 ! 11,8 8,8
1 15 1 15 1 -
1 40 1 5 1 6,8 6,9
1 75 1 0 1 0,5 1,7
! 90 1 0 1 0 0,4
1 105 1 0 1 0 0
1 1
115 1 0
1
1 0 1
0
TABLEAU IV-1-2
U
