Les nuisances olfactives sont des préoccupations environnementales dont l'importance est croissante, aussi bien du côté des industriels (milieu émetteur) qui cherchent à maîtriser ces nuisances que du côté de la population riveraine (milieu récepteur) qui exige le respect de son cadre de vie. La pollution odorante constitue en effet le deuxième motif de plaintes après le bruit ; cette importance donnée aux odeurs par le riverain est liée au fait que l'odeur négative est très souvent associée à la notion de toxicité. Cette association est dans la plupart des cas sans fondement puisque les composés odorants peuvent être perçus par l'être humain à des niveaux de concentrations très faibles pouvant être inférieurs aux valeurs limites d'exposition. Même si les niveaux de concentrations en polluants odorants n?induisent aucun risque direct, les nuisances olfactives qu'ils génèrent peuvent avoir un impact psychologique négatif lorsqu'elles sont jugées excessives et dans certains cas avoir des conséquences graves sur la santé. À l'heure actuelle, il n?existe cependant pas de définition réglementaire de la pollution odorante autre que des prescriptions techniques minimales et des recommandations liées au confort. En effet, l'arrêté du 2 février 1998 définit uniquement ?le niveau d'une odeur? comme étant le facteur de dilution qu'il faut appliquer à un effluent pour qu'il ne soit plus ressenti comme odorant par 50 % des personnes constituant un échantillon de population.
Une des méthodes d'élimination des composés odorants de l'air au niveau des stations d'épuration est le lavage physico-chimique à base d'acides, de bases et/ou d'oxydants, dans des colonnes verticales ou horizontales équipées d'un matériau de garnissage, les colonnes garnies (CG). Le lavage a pour objectif d'accroître le transfert de polluant en augmentant les affinités entre la phase liquide et le gaz vicié. Ce procédé de traitement a su jusqu'à présent aboutir à de bons résultats en termes d'efficacité. Mais il n’en reste pas moins un problème de coût de fonctionnement, et surtout un souci lié à l'emprise au sol que personne n'a réussi à résoudre à l'heure actuelle.
En effet, le temps de contact nécessaire à un traitement efficace associé à l'hydrodyna-
[Figure : Dispositif expérimental]La dynamique dans ce type d'installation a conduit à construire des ouvrages de taille importante (plus d’un mètre de diamètre et plusieurs mètres de haut), impliquant des coûts en matériaux et en génie civil élevés. Les installations existantes doivent s'adapter à de nouvelles exigences techniques et économiques et les nouveaux procédés devancer les futures législations.
Pour répondre à ce défi technologique, il est donc apparu nécessaire de remplacer les installations actuelles par des ouvrages de plus petite taille tout aussi efficaces et répondant aux critères de coûts fixés (perte de charge raisonnable, coûts d'investissement et de fonctionnement faibles).
Contexte
Actuellement, beaucoup de travaux s’attachent à améliorer les garnissages qui équipent les colonnes de lavage. Les garnissages structurés (Dang, 1998 ; Fair et al., 2000 ; Ballaguet et al., 2003 ; Raynal et al., 2004), et les mélangeurs statiques (Cylbuski et Werner, 1986 ; Streiff et Rogers, 1994 ; Billet, 1995 ; Cavatorta, 1999) sont de plus en plus utilisés pour ce type d’application et permettent d’obtenir des aires interfaciales supérieures à celles rencontrées dans les colonnes garnies classiques.
Les mélangeurs statiques constituent de par leurs atouts une alternative intéressante aux systèmes traditionnels. Leurs avantages sont multiples [Roustan, 2003] autant d’un point de vue technique (absence de parties en mouvement, faible maintenance, possibilité d'intégration à d'autres systèmes déjà installés, etc.) qu’en terme d’hydrodynamique et de transfert (écoulement piston, macro et micro mélange, coefficients de transfert élevés, etc.).
La majorité des études ont porté leur attention sur les applications à contre-courant ou lorsque la phase liquide est la phase continue. Néanmoins, la configuration à co-courant empêche l’engorgement, permet une plus grande flexibilité [Le Strat et al., 2001] et autorise des vitesses de passage élevées (de l’ordre de quelques m/s à quelques dizaines de m/s). Finalement, les MS statiques ont prouvé leur capacité à augmenter notablement le transfert, surtout lorsque les réactions chimiques mises en jeu sont rapides [Germain et al., 1996 ; Roustan et al., 2003; Péculier, 1996 ; Couvert et al., 2006]. Cependant, si leur utilisation a été limitée jusqu’à aujourd’hui, c'est parce qu'ils présentent l’inconvénient de générer une forte perte de charge, jusqu’à 100 fois plus élevée que celle observée dans les CG et par conséquent un coût de fonctionnement trop élevé pour une industrialisation économiquement acceptable. Il est apparu évident que l’utilisation de MS était prometteuse mais devait être améliorée avant de pouvoir être viable tant au niveau du prix d’achat des MS que de la perte de charge engendrée lors de leur utilisation.
Afin de contourner ces verrous technologiques, notre travail a été triple : développer un nouveau type de MS peu coûteux, capable de réduire la perte de charge générée lors de son utilisation tout en optimisant le transfert de matière. Sa performance en tant que réacteur chimique pour l’élimination de H2S et CH3SH, composés représentatifs de la pollution soufrée au niveau des stations d’épuration des eaux usées, a été évaluée.
Dimensionnement du procédé
Caractéristiques du réacteur
L'originalité de notre procédé réside en la mise en œuvre de vitesses de gaz élevées. Par conséquent, le garnissage du réacteur a été spécialement conçu pour permettre d’obtenir une surface d’échange importante tout en générant une consommation énergétique raisonnable. Nous nous sommes donc attachés à créer une structure à fort taux de vide permettant de maintenir une surface d'échange élevée entre le gaz et le liquide le long du réacteur. Cette structure permet une dispersion continuelle du liquide tout en empêchant la coalescence des gouttelettes. Les caractéristiques géométriques du contacteur sont regroupées dans le tableau 1.
Tableau 1 : Caractéristiques géométriques du contacteur
| Hauteur (m) | 0,32 |
|---|---|
| Diamètre interne (m) | 0,025 |
| Fraction de vide (%) | 95 |
| Surface géométrique (m²·m⁻³) | 170 |
| Volume (m³) | 0,000154 |
Principe de fonctionnement
Le dispositif expérimental utilisé pour nos expériences est présenté figure 1. Le gaz et le liquide sont mis en contact à travers un garnissage dont la fonction est de créer une surface d’échange importante et d’assurer un contact intime entre la phase gazeuse et la phase liquide. Contrairement à la majorité des colonnes garnies actuelles qui travaillent à contre-courant, le gaz et la solution de lavage sont introduits à co-courant et circulent de haut en bas dans notre réacteur.
Paramètres de fonctionnement
Le réacteur permet de travailler à des vitesses de gaz comprises entre 5 et 30 m³·m⁻²·s⁻¹ et des vitesses de liquide comprises entre 0,016 et 0,055 m³·m⁻²·s⁻¹. Celui-ci nous permet ainsi d’étudier une gamme de rapport massique L/G compris entre 0,5 et 7. Dans ces conditions, le temps de contact entre le gaz et le liquide est compris entre 0,01 et 0,06 s.
Caractéristiques de l’effluent à traiter et de la solution de lavage
L'effluent gazeux à traiter est un mélange gazeux composé de 4/5 de H2S et de 1/5 de CH3SH, soit respectivement 10 et 4 mg/m³ (représentatifs des concentrations maximales d'un niveau standard d’air pollué et des ratios qu'il est généralement possible de rencontrer sur les stations d’épuration des eaux usées). Les essais sont effectués sans recirculation de la solution de lavage et ont été réalisés à pH = 11 et à pH = 12 pour une
concentration en chlore dans la solution de lavage variant de 0,5 à 2,0 g·L⁻¹. La solution de lavage, choisie basique oxydante pour l’élimination des composés soufrés à caractère acide, a pour objectif de favoriser le transfert de matière en déplaçant l’équilibre vers des espèces non volatiles. Dans un premier temps, les réactions de dissociation favorisent directement le transfert de matière en ionisant les polluants H₂S et CH₃SH en HS⁻ et CH₃S⁻ respectivement. Puis, les réactions d’oxydation permettent de transformer les polluants en SO₃²⁻ et CH₃SO₃H et de réduire l’accumulation de H₂S et CH₃SH dans la phase liquide.
Conditions expérimentales de laboratoire
Le pH et la concentration en chlore (Norme AFNOR NF T90-038) dans la solution de lavage sont mesurés en entrée et sortie du réacteur. L’analyse de l’hydrogène sulfuré et du méthylmercaptan dans l’air est effectuée sur chromatographie en phase gazeuse (CPG-FPD).
Consommation énergétique
Les résultats de cette étude se sont révélés très intéressants. D’une part, dans la gamme de débits étudiée, la perte de charge dans notre réacteur est jusqu’à trois fois plus faible que dans les mélangeurs statiques Statiflo 100 et Lightnin 45 pour (Usg = 15 m³·s⁻¹ et Us₁ = 0,055 m³·m⁻²·s⁻¹ : ΔP(réacteur) = 5000 Pa·m⁻¹) précédemment étudiés au laboratoire (Couvert et al., 2006). D’autre part, les valeurs obtenues sont largement inférieures à celles rencontrées lors de l’utilisation des MS Sulzer SMV4, qui peuvent atteindre des valeurs supérieures à 50000 Pa·m⁻¹ (Peculier, 1996 ; Couvert et al., 2002).
Efficacité d’abattement en H₂S et CH₃SH
Influence des paramètres hydrodynamiques
Les résultats concernant l’évaluation de l’efficacité de notre réacteur en fonction des paramètres hydrodynamiques sont regroupés dans le tableau 2. Il apparaît que le paramètre influençant l’abattement en H₂S et CH₃SH est principalement la vitesse superficielle du gaz. En effet, une vitesse de gaz minimale est nécessaire pour obtenir un régime dispersé nécessaire à la formation de fines gouttelettes générant des surfaces d’échange importantes et qui par conséquent permettent d’obtenir un transfert de matière important.
De la même manière, il est montré que pour une vitesse de gaz donnée, la vitesse de liquide (donc le taux de lavage L/G) influence l’efficacité du procédé. Cette influence est particulièrement marquée pour les faibles vitesses de gaz, mais reste cependant moindre que celle de la vitesse superficielle du gaz.
Influence des paramètres physico-chimiques
Le tableau 3 montre que le pH, le taux de chlorination et la concentration du gaz en entrée n’interviennent que dans une moindre mesure sur les performances du réacteur pour l’élimination de H₂S. En effet, sachant qu’à pH = 11, le transfert de HS⁻ est maximum, l’adjonction de chlore ne peut pas augmenter plus l’efficacité instantanée du procédé et son rôle se réduit à l’oxydation des sulfures en sulfates.
En ce qui concerne CH₃SH, de nombreuses études ont montré que son absorption en phase liquide est un des principaux facteurs limitant du transfert de masse. Le pH, quant à lui, joue un rôle primordial ; en effet, pour des pH inférieurs à 10,5, le processus mis en jeu est une simple absorption physique basée sur la solubilité du CH₃SH dans le liquide, d’où un abattement très faible. De plus, nos résultats montrent que le taux de chlorination influence l’abattement en CH₃SH ; en effet, si l'on augmente le taux de chlorination de 0,5 à 1 g·L⁻¹, l’abattement augmente de près de 10 %.
Consommation en réactifs
Les consommations en soude à pH = 11 sont de l’ordre de 1,8 mole de NaOH par mole de composé soufré. Ces valeurs sont d’une part en accord avec la stœchiométrie théorique et d’autre part, inférieures à celles rencontrées dans les CG traditionnelles (de l’ordre de 4,4 moles/mole de S d’après Bonnin, 1991) pour lesquelles l’absorption de CO₂ est l’une des causes majeures de la surconsommation de soude. Grâce aux faibles temps de contact dans notre réacteur, une absorption sélective des composés soufrés par rapport au CO₂ de l’air a été mise en évidence. Cependant, à pH = 12, une légère surconsommation de soude est observée, la consommation varie entre 2 et 2,5.
Tableau 2 : Abattement d’un mélange H₂S et CH₃SH ([H₂S] = 10 mg·m⁻³ et [CH₃SH] = 4 mg·m⁻³) par une solution de lavage à pH = 11 et à [Cl₂] = 0,5 g·L⁻¹ en fonction des conditions hydrodynamiques.
Tableau 3 : Abattement en H₂S et CH₃SH pour Uᵍ = 15 m³·m⁻²·s⁻¹ et Uₗ = 0,055 m³·m⁻²·s⁻¹ (soit L/G = 2,67 et Tc = 0,02 s) en fonction des paramètres physico-chimiques
moles/mole de Sₓ mais reste nettement inférieure à celles des CG.
En ce qui concerne le chlore, des consommations n’excédant pas 3 moles de Cl₂ par mole de soufrés absorbés ont été observées. Ces consommations sont plus faibles que celles décrites par la théorie. En effet, d'après la littérature, la consommation théorique de chlore devrait être de 4 moles par mole d’H₂S et comprise entre 3 et 6 moles par mole de CH₃SH selon le stade d’oxydation envisagé. Dans notre cas (mélange composé de 4/5 d’H₂S et de 1/5 de CH₃SH), cette consommation moyenne devrait être comprise entre 3,8 et 4,4 moles par mole de soufrés.
Une analyse précise de la phase liquide en sortie de contacteur a permis de confirmer l’hypothèse d'une oxydation incomplète des composés soufrés par la mise en évidence d'espèces à des degrés d’oxydation intermédiaires (sulfites, thiosulfates, soufre colloïdal, diméthyldisulfure).
Comparaison avec le procédé classique sur colonne garnie
Les essais de lavage ont été réalisés de manière à être comparés à ceux obtenus sur les CG classiques en terme d’efficacité de traitement [Bonnin, 1991]. Les conditions opératoires ont été choisies telles que L/G est égal à 2,67 ; représentatif du ratio actuellement utilisé dans le procédé sur CG. Il faut noter que le temps de contact dans notre réacteur est près de 100 fois plus faible et que son volume est 92 fois plus petit que la CG décrite dans le tableau 4.
En ce qui concerne l'efficacité d’élimination des polluants soufrés, les essais réalisés à pH = 12 pour une concentration en chlore dans la solution de lavage égale à 1,0 g·L⁻¹ ont prouvé la capacité de notre procédé à rivaliser avec les CG. En effet, notre procédé permet, en un seul passage, d’éliminer plus de 99,5 % d’hydrogène sulfuré et 96 % de méthylmercaptan, tout en ne générant pas de surconsommations excessives de réactifs, en particulier de soude. D’autre part, face aux contraintes économiques industrielles, il est apparu que la vitesse maximale autorisée pour le procédé est égale à Uᵍ = 15 m³·m⁻²·s⁻¹. Cependant, comme nous l’avons vu, plus la vitesse du gaz est élevée, plus notre procédé est efficace. Finalement, pour des vitesses supérieures à 15 m³·m⁻²·s⁻¹, notre procédé permet d’éliminer plus de 98 % (limite de détection de nos appareils de mesure) de la pollution liée aux composés soufrés.
Conclusions et impact industriel
Notre procédé a montré ses performances tant au niveau des faibles pertes énergétiques que des paramètres de transfert élevés. Des conditions optimales de fonctionnement ont pu être obtenues en étudiant l'efficacité du procédé sur l’élimination de composés soufrés.
Il apparaît clairement que ce procédé permet d’éliminer les principaux composés soufrés odorants jusqu’à des concentrations respectant les seuils de nuisance.
Finalement, notre réacteur présente de nombreux avantages techniques (compacité, absence de parties en mouvement, faible maintenance, etc.) et économiques (coûts du garnissage, coûts en génie civil et consommation énergétique modérés).
Plus particulièrement, sa compacité — son volume pourra être 25 fois plus faible en moyenne qu'une CG — en fera un système utilisable de façon plus souple. Sur un site industriel possédant plusieurs sources d'émissions de gaz odorants, il pourrait par exemple être installé sur chaque ouvrage dont il s’agit de traiter les odeurs, évitant ainsi tout un réseau de gaines de ventilation nécessaires au transport de l'air vicié vers une unité de traitement centrale.
Le gain en termes de coûts d’équipement est alors sensible grâce à la réduction du métrage de gaines de ventilation nécessaire. Le gain en termes de coût énergétique est encore accentué puisqu’il n'est plus nécessaire de transporter l'air sur de longues distances, jusqu’à l'unité de désodorisation, au moyen de puissants ventilateurs.
Enfin, ce réacteur pourrait pallier facilement les brusques variations de pics de pollution. En effet, le flux de gaz peut être augmenté tout en conservant la même efficacité, et ceci sans générer de problème d’engorgement lié au fonctionnement contre-courant des colonnes garnies.
Perspectives
En ce qui concerne la pollution soufrée, les résultats obtenus au laboratoire sont en cours de validation sur un pilote semi-industriel installé sur une station d’épuration des
Tableau 4 : Abattement en H₂S et CH₃SH pour Uᵍ = 15 m³·m⁻²·s⁻¹ et Uₗ = 0,055 m³·m⁻²·s⁻¹ (soit L/G = 2,6 et Tc = 0,02 s) en fonction des paramètres physico-chimiques
Ce pilote devrait permettre de traiter efficacement 5 000 m³/h d’air chargé en H₂S et CH₃SH pour un volume de réacteur égal à 0,042 m³, soit 25 fois plus petit qu'une colonne garnie classique. L’étude de laboratoire est en ce moment étendue à l’ammoniac.
Les premiers résultats sont concluants puisqu’il est possible, à pH = 3 et dans les conditions hydrodynamiques optimales, d’éliminer plus de 99 % de la pollution liée à l’ammoniac.
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