Note: Descriptions are shown in the official language in which they were submitted.
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WO 2004/110936 PCT/FR2004/001373
PROCEDES ET APPAREILS DE DISTILLATION
NOTAMMENT POUR PRODUIRE DÉ L'EAU DOUCE
La présente invention, due à la collaboration de Jean-Paul DOMEN et de
Stéphane VIANNAY,
concerne des perfectionnements à une invention antérieure du premier nommé,
afférente à des procédés et
appareils de distillation, décrits dans une demande de brevet international
PCT, déposée par le demandeur et
publiée le 20 décembre 2001 sous le N° WO 01/96244 A1. Cette demande
PCT décrit un procédé général de
distillation à multiple effet, destiné à séparer de leur solvant liquide des
matières en solution, ainsi que deux
procédés et alambics particuliers .
Ces procédés et appareils de distillation sont principalement destinés à
produire de l'eau douce,
aisément transformable en eau potable. Ils font appel à des sources chaudes à
basse température, de types
divers (chaudière usuelle, chaudière solaire ou radiateur de moteur thermique)
et ils traitent la plupart des
eaux non potables, telles que les eaux de mer, les eaux souterraines saumâtres
ou les eaux de surface
claires mais polluées. A cette application principale, s'ajoutent celles
concernant la production de concentrés
dans diverses industries, notamment alimentaires ou chimiques .
Selon le procédé général de distillation, objet de cette invention antérieure,
- des échanges thermiques à contre-courant sont effectués par un fluide
caloporteur unique, liquide ou
gazeux, circulant en circuit fermé le long de surfaces, respectivement chaudes
S~ et froides St, liées par une
conductance thermique importante;
- lesdites surfaces S~ et Sr sont des faces de parois de plaques creuses
minces d'échange thermique de
distillation, installées en grand nombre, verticales ou inclinées, dans une
chambre de traitement calorifugée,
comportant des espaces inter-plaques étroits, de largeur sensiblement
'constante, remplis d'un gaz inconden-
sable, notamment d'air à pression atmosphérique ;
- le fluide caloporteur circule de haut en bas le long des surtaces So, en
passant d'une température initiale
élevée Ti à une température finale Ts inférieure à T~, puis de bas en haut le
long des surfaces Sr, en passant
d'une température initiale Ta, inférieure à Ta, à une température finale Tz,
supérieure à Ta et inférieure à Ti;
- en haut des faces externes des parois des plaques creuses, à l'intérieur
desquelles le fluïde caloporteur
circule de haut en bas, du liquide à distiller est répandu qui s'étale et
descend lentement en couches fines le
long de ces faces externes ;
- sous l'action du courant de fluide caloporteur circulant de haut en bas le
long des surfaces S~, une partie du
liquide à distiller répandu sur lesdites faces externes s'évapore, cependant
que ce courant se refroidit, passant
de T~ à Ts, et que la vapeur produite diffuse dans le gaz incondensable
présent dans les espaces inter-
plaques ;
- sous l'action du courant de fluide caloporteur circulant de bas en haut le
long des surfaces Sr, la vapeur
diffusée dans le gaz incondensable se condense, cependant que ce courant se
réchauffe, passant de Ta à Tz,
sous l'effet d'une récupération d'une partie importante de la chaleur latente
de condensation de la vapeur
diffusée ;
- une source chaude est disposée entre les extrëmités les plus chaudes des
surfaces S~ et Sr, pour augmenter
la température du fluide caloporteur de Tz à T~ ;
- une source froide est disposée entre les extrémités les moins chaudes de ces
surfaces S~ et Sf, pour abaisser
la température du fluide caloporteur de Ta à Ta .
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Selon un premier procédé particulier de distillation à diffusion de vapeur,
dérivé de ce procédé général
- le fluide caloporteur est le liquide à distiller ;
tes plaques creuses minces d'échange thermique de distïllation sont chaudes ou
froides et elles sont alterna-
tivement installées dans la chambre de traitement calorifugée, leurs parois
respectives constituant lesdites
surfaces S~ et Sr ;
- du liquide à distiller est répandu en haut des faces externes des parois des
seules plaques chaudes ;
- le liquide caloporteur circule de haut en bas à (intérieur des plaques
chaudes, il y entre chaud à la tempéra-
ture T~ et i! en sort refroidi à la température Ts, après avoir provoqué une
évaporation partielle du liquide à
distiller en écoulement sur tes faces externes de ces plaques ;
-à la sortie des plaques chaudes, le liquide caloporteur subit un
refroidissement complémentaire et passe à la
température Ta ;
- ensuite, ce liquide caloporteur à la température Ta entre à (intérieur des
plaques froides où il circule de bas
en haut, d'une part, en provoquant, sur les faces externes des parois de ces
plaques froides, une condensation
de la vapeur diffusée à travers la lame de gaz incondensable de (espace inter-
plaques et, d'autre part, en
récupérant une partie de la chaleur de condensation de cette vapeur pour se
réchauffer et finalement il sort
des plaques froides à la température T2 ;
- au cours de ces opérations, les flux de chaleur traversent les parois des
plaques chaudes et froides ainsi que
les lames immobiles de gaz incondensable qui les séparent ;
- le liquide distillé descend le long des faces externes des parois des
plaques froides cependant que le liquide
concentré descend le long des faces externes des parois des plaques chaudes .
Selon un second procédé particulier de distillation dérivé de ce procédé
généra(
- le fluide caloporteur est ledit gaz incondensable, saturé en vapeur du
liquide à distiller ;
- du liquide à distiller est répandu en haut des faces externes des parois de
toutes les plaques creuses
d'échange thermique de distillation, ces faces externes constituent lesdites
surfaces froides Sr cependant que
les faces internes des parois de ces plaques constituent lesdites surfaces
chaudes S~ ;
le courant de gaz à température T~ entre à l'intérieur de toutes les plaques
creuses où il circule de haut en
bas, cependant qu'une partie de sa vapeur se condense sur les faces internes
des parois des plaques, que
des flux de chaleur, dus à une récupération partielle de la chaleur de
condensation, traversent les parois des
plaques pour évaporer une partie du liquide en écoulement sur leurs faces
externes et que, de ce fait, ce
courant de gaz se refroidit et sort des plaques creuses à la température Ts ;
- à la sortie de ces plaques creuses, le courant de gaz à température Ts subit
un refroidissement
complémentaire et passe à la température Ta ;
- ensuite, ce courant de gaz à température Ta entre dans les espaces inter-
plaques où il circule de bas en
haut, en emportant la vapeur produite dans ces espaces et en se réchauffant,
et finalement il sort de ces
espaces à la température T2 ;
- le liquide distillé descend le long des faces internes des parois des
plaques creuses cependant que le liquide
concentré descend le long de leurs faces externes .
Pour la mise en couvre de ces procédés de distillation, des éléments creux et
minces d'échange
thermique, en polymère (notamment en polypropylène), sont décrits dans cette
demande PCT. Ces éléments
sont des plaques rectangulaires creuses minces, de grandes dimensions (de 50 à
150 dm~ généralement), à
paroi pourvue d'un revêtement hydrophile ou mouillable, soudé et/ou collé. Ils
sont de deux types principaux ;
(1) panneaux souples, à parois ondulées très fines (0,15 mm d'épaisseur),
formant des conduits étroits (15
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mm), séparés par des lignes de soudure parallèles, et (2) panneaux alvéolaires
rigides, à parois planes fines
(0,3 mm d'épaisseur). Ces deux types de plaques creuses minces sont portés par
une tringle plate, en appui
sur des montants verticaux .
Ces procédés de distillation, référencés ci-après par les initiales JPD de
leur auteur, se distinguent
nettement de celui mis en oeuvre dans l'alambic solaire, décrit dans le brevet
européen N° EP 1 312 404 A1,
publié le 21 mai 2003 et référencé ci-après par les initiales AVP de son
inventeur. Cet alambic solaire AVP
comprend, dans une chambre de traitement, un évaporateur et un condenseur
verticalement disposés, et à
l'extérieur, une chaudière solaire, un radiateur et un pompe. La paroi externe
de l'évaporateur est constam-
ment humidifiée par de l'eau de mer répandue sur son bord supérieur. Sous
l'action de la pompe, un liquide
caloporteur circule en circuit fermé de bas en haut de la chaudière, de haut
en bas de l'évaporateur, de bas en
haut du radiateur et de bas en haut du condenseur, pour finalement aboutir en
bas de la chaudière. Le
radiateur est un organe de refroidissement du liquide caloporteur, soumis à
l'action d'un courant d'air. L'eau
de mer répandue sur (évaporateur, chauffé par le liquide caloporteur qui sort
de la chaudière, s'évapore en
partie et, de ce fait, Pair qui l'entoure se réchauffe et se sature. Par
convection naturelle, cet air chaud saturé
monte le long des parois de l'évaporateur, se met à circuler en circuit fermé
dans la chambre de traitement et,
au cours de son trajet, traverse de haut en bas la zone occupée par le
condenseur. Le liquide caloporteur, qui
s'est refroidi en traversant l'évaporateur, subit un refroidissement
complémentaire en traversant le radiateur.
En conséquence, il arrive en bas du condenseur à une température inférieure à
celle qu'il avait en sortant de
l'évaporateur. La structure particulière donnée au condenseur (voir fig. 3) a
pour conséquence de faire circuler
en circuits croisés le courant d'air chaud saturé et le courant de liquide
caloporteur refroidi. La vapeur
contenue dans l'air se condense sur les parois relativement froides du
condenseur et la chaleur latente de
condensation est récupérée par le liquide caloporteur, diminuant ainsi
l'énergie thermique demandée à la
chaudière solaire. L'eau distillée et la saumure sont récupérées dans des bacs
respectivement installés sous
le condenseur et sous (évaporateur.
Si l'on compare les procédés de distillation JPD et AVP, décrits ci-dessus, on
constate que, malgré des
concepts communs, déjà énoncés dans un autre document JPD, la publication WO
98/16474 A1, citée
comme art antérieur dans la demande PCT visée ci-dessus, des différences
fondamentales apparaissent qui
les distinguent nettement l'un de l'autre. Dans le procédé JPD, un fluide
caloporteur unique, liquide ou gazeux,
est utilisé et, dans le procédé AVP, deux fluides respectivement liquide et
gazeux le sont simultanément. En
outre, dans le procédé JPD, l'évaporateur et le condenseur sont des plaques
creuses minces, à parois fines,
juxtaposées avec des espaces inter-plaques étroits remplis d'air, afin de
constituer des surFaces d'échange
thermique, liées ensemble par une conductance thermique importante. Dans le
procédé AVP, les organes
évaporateur et condenseur ont tous deux des formes complexes et, en outre,
sont différents et relativement
éloignés l'un de l'autre. Ce qui ne permet guère d'établir entre eux une
conductance thermique importante.
Lorsque, dans le procédé JPD, le fluide caloporteur est un liquide, les
plaques creuses minces sont alterna-
tivement chaudes et froides et les courants chauds et froids concernés
circulent à très faible distance l'un de
l'autre et en sens contraires (et non pas en sens croisés), cependant que la
mince lame d'air qui sépare ces
plaques demeure immobile. Ce qui permet d'avoir les échanges thermiques
particulièrement efficaces qui sont
à l'origine de la haute productivité de distillation recherchée. Lorsque dans
le procédé JPD, le fluide calopor-
teur est l'air chaud saturé, les faces internes et externes des fines parois
des plaques creuses minces
constituent des surfaces d'échange thermique, liées par une conductance
thermique maximale. Ce qui, à
l'évidence, ne peut se retrouver dans le procédé AVP. En outre, le procédé JPD
peut faire l'objet d'une modé-
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lisation mathématique, réellement représentative des phénomènes concernés, qui
seule permet de compren-
dre et donc d'optimiser ces phénomènes, puisque les éléments à prendre en
compte ont une géométrie
simple et des dispositions dans (espace bien définies. Ce qui ne semble guère
être possible avec les
éléments de l'alambic solaire AVP, qui ont des géométries complexes et des
liaisons thermiques à conductan-
ce faible et mal définie.
Dans fa publication WO 01/96244 A1 visée ci-dessus, il est écrit page 21,
lignes 2 à 7 : « La maximi-
sation du coefficient de pertormance d'un appareil de distillation dont les
paramètres sont fixes (...), impose
que la différence de températures entre les débits d'eau chaude et moins
chaude sortant de~la chaudière et y
entrant, soit aussi faible que possible, cependant pue fa différence de
températures entre le haut et le bas des
éléments d'échange thermique doit, au contraire, être aussi élevée que
possible.
Une telle affirmation est juste dans certains cas, mais comme on le verra plus
loin, sa généralisation
conduit à des conclusions simplistes et incomplètes dans certains cas et même
fausses dans d'autres cas. A
titre d'exemple, on notera dès à présent que le Coefficient de Pertormance CoP
d'un appareil d'échange
thermique ou de distillation, c'est-à-dire le rapport entre la puissance
thermique échangée Q et la puissance
P, fournie par la chaudière, détermine également le prix de revient de
l'énergie échangée et/ou de Peau
distillée, par (intermédiaire de deux autres paramètres, à savoir, (1) le coût
de (énergie utilisée, lequel est
inversement proportionnel au coefficient de pertormance COF, et (2)
(amortissement du prix de (appareil qui,
lui, est proportionnel au CoP, comme cela sera démontré ci-après.
Dans un échangeur thermique à contre-courant classique, entre deux fluides à
capacité calorifique CP
constante, on désignera ci-après par T~, la température du fluide caloporteur,
à la sortie de la chaudière ou à
(entrée des surfaces chaudes de (échangeur, par T2, fa température du fluide à
1a sortie des surfaces froides,
par T3, la température du fluide caloporteur, à la sortie des surfaces
chaudes, et par Ta, la température du
fluide, à l'entrée des surfaces froides de l'échangeur. Et on désignera par
dT, la différence de température qui
existe de part et d'autre des surtaces chaudes et froides concernées. Si fon
néglige les pertes thermiques de
(échangeur, les deux écarts de températures (Ta-Ta) et (Tria) sont en général
tous deux égaux à dT.
On notera que de tels échangeurs thermiques ne peuvent fonctionner que dans
une plage de
températures imposées par la tenue au chaud et au froid des matériaux utilisés
et par les diverses tempéra-
tures de changement d'état des fluides concernés. En conséquence, il existe
une valeur maximale imposée
pour l'écart (T~-Ts). Et c'est pour cette valeur maximale que la puissance
échangée Q prendra également sa
valeur maximale .
La puissance échangée Q s'exprïme de deux manières, suivant que l'on considère
le fluide caloporteur
ou l'échangeur thermique. Dans le premier cas, cela donne Q = Cp.D.(T~ Ts),
avec CP, la capacité calorifique à
pression constante du fluide caloporteur, (dans le cas de Peau, Cp = 4,19
joules, par gramme et par degré), et
D, le débit massique circulant. Dans le second cas, on a la relation Q,=
k.V.dT, avec k, la conductance
thermique volumique d'un échangeur thermique et V, le volume actif de cet
échangeur. La conductance
thermique volumique k d'un échangeur thermique se définit comme étant la
puissance thermique en Watts,
transmise à travers un échangeur d'un mètre cube de volume actif, en réponse à
un écart de température d'un
Kelvin. La dimension du terme k est donc Wlm3.K.
Dans le cas d'un échangeur thermique à contre-courant classique, on sait que
le coefficient de
performance CoP = (T~-Ts)/dT. Dans le cas d'un alambic à diffusion de vapeur,
à contre-courant d'eau, le
liquide caloporteur circule en circuit fermé, ce liquide entre dans la
chaudière à une température Ta et en sort
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à T~, de sorte que la puissance fournie par la chaudière est P = Cp.D.dT,
Quant au coefficient de pertormance
brut de (échangeur à contre-courant, constitué par cet alambic, c'est-à-dire
au rapport QIP, sa valeur est
également CoP = (T~ Ta)ldT.
Si maintenant on s'intéresse au produit de CoP par Q, la puissance thermique
échangée, on constate
que la valeur de la quantité CoP.Q caractérise les performances pratiques d'un
échangeur thermique, lequel
est d'autant plus pertormant que cette quantité est plus forte. Si, en outre,
on divise cette même quantité par
le volume actif V de l'échangeur, on peut alors comparer deux échangeurs
thermiques de volumes différents
et définir leur Critère Intrinsèque d'Efficacité, lequel est défini par le
terme Cie = CoP.Q/V = Q2/P.V = k.(T~ Ts).
Pour un échangeur thermique à contre-courant classique, la conductance
thermique volumique k de l'échan-
geur et la capacité calorifique CP des liquides concernés ont des valeurs
constantes, indépendantes de la
température T et de l'écart dT. En conséquence, le terme Cie passe par un
maximum lorsque CoP et Q sont
elles-mêmes maximales, c'est-à-dire pour les valeurs extrêmes, haute et basse
respectivement, imposées à
T~ et à Ta, conformément à l'affirmation rappelée plus haut. Mais cela n'est
pas du tout le cas pour les
échanges thermiques de distillation que comportent les alambics à diffusion de
vapeur.
En effet, dans les échangeurs thermiques de distillation à diffusion de
vapeur, que sont les alambics
selon l'invention antérieure, la conductance thermique volumique de (échangeur
varie considérablement dans
la plage théorique de température que (appareil pourrait explorer, soit depuis
20 à 30°C, une plage des limites
basses possibles de la source froide, constituée par le liquide froid à
distiller entrant dans (alambic, jusqu'à
une valeur au plus égale à la température d'ébullition de ce même liquide.
Cela provient du caractère quasi-
exponentiel de la pression partielle de vapeur, exprimée en fonction de la
température. En conséquence, dans
le cas d'un alambic à diffusion de vapeur et contre-courant d'eau, le Critère
Intrinsèque d'Efficacité de cet
alambic Cie, ne présente pas son maximum pour la limite basse possible de Ts..
Pour pouvoir apporter un premier pertectionnement aux procédés de distillation
visés plus haut, afin de
déterminer puis d'obtenir la valeur optimale de la température Ts, à la sortie
de plaques rectangulaires creuses
d'échange thermique, souples (alvéole en lunule, paroi ondulée) ou rigides
(alvéole rectangulaire, paroi
plane), décrites dans la demande PCT visée plus haut, il est au préalable
nécessaire d'établir la théorie
quantitative des alambics à diffusion de vapeur. Cela, afin d'élaborer les
lois physiques fondamentales qui tes
régissent. Pour ce faire, on va tout d'abord procéder à une analyse logique
systématïque du fonctionnement
d'un alambic à diffusion de vapeur et contre-courant d'eau.
A cet effet, on va, pour un tel alambic utilisant de l'eau de mer comme fluide
caloporteur, définir les
deux types de paramètres concernés, à savoir, ceux de construction (figés à la
sortie d'usine) et ceux
d'utilisation, qui en déterminent le fonctionnement.
Les paramètres de construction sont les suivants
- (e), l'épaisseur moyenne interne des plaques creuses et de l'eau dans ces
plaques,
- (a), fëpaisseur moyenne de la lame d'air entre les plaques,
- (2p), le pas des plaques de même nature, chaude ou froide,
- (h), la hauteur des plaques,
- (N) le nombre et (I), la largeur des plaques,
- (V), le volume actif de l'échangeur avec V = p.N.l.h,
- l'épaisseur, la conductivité thermique et la forme (plane ou ondulée) des
parois des plaques creuses.
Les paramètres d'utilisation sont à la disposition de l'utilisateur et ce sont
les suivants
- (D), le débit et (v), la vitesse de l'eau dans les plaques creuses,
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- (t), le temps de transit de l'eau dans ces plaques, avec t = h/v et D =
V.e/2p.t,
- (dT), l'écart de température entre les fluides circulant dans les plaques
chaudes et froides,
- (P), la puissance thermique de la chaudière,
- (Q), la puissance thermique échangée par distillation, exprimée en m3/jour
d'eau distillée, chaque unité
correspondant à environ 27 kW ;
- la plage de température d'utilisation des plaques creuses chaudes, avec T~
en entrée et Ts en sortie.
Compte-tenu des deux expressions visées plus haut, qui définissent la
puissance thermique échangée
entre les surfaces chaudes et froides concernées, à savoir celle Q =
CP.(TrTs).D, fournie par le fluide
caloporteur et Q = k.V.dT, transmise par l'échangeur, on en déduit la relation
suivante : t.dT = CP.(Ti-Ts).e/k.
Ce qui veut dire que ce terme t.dT prend une valeur déterminée dès lors que
T~, Ta et k sont eux-mêmes
déterminés. II en résulte que l'épaisseur d'eau e et celle d'air a étant
fixées par le constructeur, les valeurs à la
disposition de l'utilisateur, à savoir, le temps de transit (t) et la
différence de températures dT varient en sens
inverses, dès lors que leur produit a une valeur déterminée choisie. En
conséquence, le terme t.dT apparait
comme étant une variable composite, fonction à la fois de certains paramètres
de construction, des tempéra-
tures extrêmes T~ et Ts et de toutes les valeurs T intermédiaires. II faut
donc considérer t.dT comme la
variable indépendante déterminante, à prendre en compte pour calculer la
température du fluide caloporteur
au cours de sa descente tout au long des surfaces chaudes d'échange thermique.
A partir de ces relations physiques fondamentales qui régissent le
fonctionnement des alambics à
diffusion de vapeur et contre-courant d'eau, selon ladite invention
antérieure, il devient possible d'optimiser ce
fonctionnement. Pour ce faire, on élabore un logiciel permettant de modéliser
les transferts de masse et de
chaleur qui se produisent tout au long des plaques creuses de ces alambics.
Dans le premier cas étudié, le
liquide caloporteur circule de haut en bas dans les plaques chaudes et
l'interface entre les liquides calo-
porteurs montant et descendant est alors la face extérieure des parois des
plaques froides de condensation.
Les plaques sont en polymère (polypropylène notamment) et leur conductivité
thermique est de 0,2 WIm.K. Le
calcul concerne les températures qui apparaissent de haut en bas des surfaces
chaudes de ces plaques, en
fonction de tous les paramètres concernés, à savoir fa température T~, les
paramètres de construction et
d'utilisation et les conductances thermiques visées plus haut. Ce calcul se
fait pas à pas pour élaborer les
courbes des températures des tranches de fluide caloporteur, en fonction de
leur hauteur h, mesurée de haut
en bas des plaques creuses chaudes, c'est-à-dire des courbes T = f(h)
correspondant à la valeur maximale
naturelle de T, et une valeur minimale naturelle possible (sans
refroidissement artificiel) de Ta pour différentes
valeurs choisies des paramètres de construction e et a.
Avec de l'eau de mer comme fluide caloporteur, à capacité calorifique CP
constante, on va maintenant,
à l'aide du logiciel concerné, calculer tranche par tranche, tout au long des
surfaces chaudes, la courbe de la
température T = f(h) et celle de Cie = g(h), pour des plaques alvéolaires
rigides à faces planes, ayant une
épaisseur totale de paroi et de revêtement de 0,5 mm, une épaisseur interne e
= 3 mm et un pas p = 8,5 mm.
Ces trois dimensions sont les valeurs minimales qu'il a été possible de donner
aux prototypes expérimentés.,
pour étre assuré que les plaques chaudes et froides ne puissent jamais se
toucher.
La courbe A~ représentëe sur la figure 1 ci-après T = f(h) a été calculée pour
des plaques chaudes
planes, avec Ti proche de 100°C, une hauteur de plaques h = 100 cm, un
pas de plaques p = 8,5 mm, avec
une épaisseur interne d'eau e = 3 mm, une épaisseur de lame d'air a = 5 mm et
une épaisseur totale de
parois et de revétements hydrophiles de 0,5 mm, une vitesse de circulation
d'eau v = 0,5 mm/s et un écart de
température dT = 5,5 K. En parallèle sur l'axe des h, a été porté l'axe de la
variable composite t.dT = dT.hlv.
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Pour la valeur T = 32°C, qui correspond à une hauteur h = 100 cm, le
temps de transit t = 2.000 s et la
variable composite t.dT = 11.000 K.s. Pour toute valeur intermédiaire de T
entre 32 et 100°C, la valeur
correspondante de t.dT se déduit immédiatement.
Sur cette méme figure 1 est également portée la courbe B~ qui représente la
variation du Critère
Intrinsèque d'Efficacité de distillation de l'alambic Cie = CoP.Q/V = Q2lP.V,
en fonction de la variable composite
t.dT (déduite de h), laquelle est liée à V, le volume actif, par la relation
précisée plus haut V = p.N.l.h. Ce
critère Cie est représentatif du produit du CoP par Q/V, le volume en mètres
cubes d'eau distillée par jour et
par mètre cube de volume actif d'alambic. Dans le cas présent, la plage des
variations possibles de ce critère
s'établit de 0 à 18. La courbe B~ présente un maximum CEE = 17,8 pour t.dT =
3000 K.s, et donne Ts = 68,5°C
lorsque T~ = 100°C. Selon la figure 1, les plages de valeurs optimales
de t.dT et de Ts sont définies par la
courbe A~ et celle du Cie, par son maximum (Cie > 17), soit 1900 < t.dT < 4450
K.s et 58 < Ts < 78°C. Ces
plages de valeurs optimales varient peu lorsque le rapport e/p demeure
constant, le maximum de Cie étant
quant à lui d'autant plus élevé que les paramètres e et p ont leurs valeurs
minimales. En conséquence, pour
tout Cie > 17 et toute valeur particulière de la variable composite t.dT,
située dans la plage optimale qui en
découle, le fonctionnement d'un alambic à diffusion de vapeur et liquide
caloporteur sera optimisé dès lors
que l'un des paramètres t ou dT a été choisi et Ta, déduit de ce choix.
Comme CoP = QIP, ce terme est aussi inversement proportionnel au coût de
l'énergie utilisée. Quant au
rapport QIV, il est inversement proportionnel au volume actif V et donc au
nombre de plaques installées pour
obtenir une production journalière déterminée Q. Comme on peut également
écrire QN = CirJCoP, lorsque le
prix de l'énergie sur le lieu d'exploitation est élevé (énergies fossiles ou
électricité), on choisira une valeur
élevée pour CoF. Et, dans le cas où cette énergie est bon marché (solaire ou
co-génération à partir du liquide
de refroidissement ou des gaz d'échappement des moteurs thermiques), on
choisira un CoP plus faible et
donc un investissement limité (moins de plaques d'échange thermique). On
notera que ces variations en sens
inverses permettent d'obtenir un maximum d'efficacité lorsque le prix de
(énergie est égal à l'amortissement
de l'investissement rapporté au volume total d'eau distillée, produite sur la
durée de cet amortissement.
Lorsque des plaques souples à parois ondulées, composées de conduits
parallèles, à section en forme
de lunules, sont utilisées, les deux courbes A~ et Bi de la figure 1 sont un
peu différentes : la courbe A~ qui
représente T = f(h), a sensiblement la méme forme mais la courbe B~, Cie =
f(t.dT), présente un maximum
nettement moïns accusé d'une valeur de 9 environ au lieu de 18. Des résultats
comparables sont obtenus
pour les deux types de plaques creuses (rigides et planes ou souples et
ondulées), lorsque la température T~
est notablement inférieure à la température optimale indiquée plus haut
(100°C), soit 85°C par exemple.
Dans un second cas étudié, on a inversé le sens de circulation du liquide
caloporteur pris en compte
dans le calcul précédent (de bas en haut au lieu de haut en bas, dans les
plaques chaudes) tout en conser-
vant inchangées les plaques creuses chaudes et froides considérées. Les
résultats obtenus dans ce second
cas ne sont guère différents de ceux obtenus dans le premier.
On notera que dans le cas des alambics à contre-courant d'eau, mettant en
oeuvre ces deux procédés
de distillation selon l'invention, l'interface, à travers lequel s'effectuent
les transferts de chaleur entre tes deux
courants d'eau qui circulent en sens inverses, est situé dans la paroi qui
sépare le courant d'eau montant du
liquide ruisselant, lequel est l'eau distillée dans le premier cas étudié
(circulation de haut en bas du liquide
caloporteur dans les plaques chaudes) et la saumure dans le second cas
(circulation en sens inverse).
On va maintenant s'intéresser au procédé de distillation à diffusion de vapeur
et à gaz caloporteur (air),
saturé en vapeur. Les paramètres de construction et d'utilisation, visés plus
haut pour un procédé de distilla-
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WO 2004/110936 g PCT/FR2004/001373
tion à contre-courant d'eau, sont repris dans le cas présent. En revanche, la
capacité calorifique apparente Cp
de l'air saturé en vapeur augmentant énormément en fonction de la température,
l'écart de température entre
les faces interne et externe des plaques doit varier en sens inverse. Dans ces
conditions, s'il est simple, pour
un alambic à diffusion de vapeur et contre-courant d'eau, d'exprimer l'écart
de puissance thermique appliquée
entre les surfaces d'échange thermique, en fonction de dT seulement, puisque
CP est alors constant, dans le
cas d'un alambic à diffusion de vapeur et contre-courant d'air, il devient
nécessaire de revenir à la puissance
thermique appliquée entre les faces internes et externes des plaques creuses
de distillation.
Selon l'invention, cet écart de puissance thermique s'exprime par l'écart
local de flux d'enthalpie (en
Watts) entre les écoulements d'air saturé le long des faces externes chaudes
S° et internes froides Sr de ces
.0 plaques creuses. Ces flux d'enthalpie sont définis, à deux niveaux en
regard des faces d'une paroi de plaque,
par H° = D.CP°.T°, pour la face S~, et par Hr = D.Cpr.Tr,
pour la face Sr. Un écart local de flux d'enthalpie est
défini par dH = D.(C~.T°- Cpf.Tr). Dans ces expressions, C~ et CPr sont
les capacités calorifiques apparentes
des écoulements à températures T~ et Tf, existant à deux niveaux en regard. Le
terme CP = 8H / D.BT, avec
d'une part, 8H et 8T, des variations élémentaires conjuguées de flux
d'enthalpie H et de température T et,
~5 d'autre part, D, le débit d'air sec et CP, la capacité calorifique
apparente de fait chaud saturé, à une tempéra-
ture quelconque T, exprimée en degrés Kelvin. A cet égard, on rappellera que
la capacité calorifique CP de
i'air sec a une valeur constante de 1000 joules par degré et par kilogramme
mais que, en revanche, la
capacité calorifique apparente CP de l'air chaud saturé en vapeur est de 740
kJ/K/kg d'air sec, entre 91 et
92°C, et seulement de 16,4 kJ/K/kg d'air sec, en moyenne entre 24 et
45°C.
?0 On notera que, dans le cas d'un alambic à contre-courant d'air circulant à
(encontre de la convection
naturelle, l'interface à travers lequel s'effectuent les transferts de chaleur
entre les courants montant et
descendant est la surface libre de la saumure. En revanche, dans le cas d'un
alambic à contre-courant d'air
circulant par convection naturelle, cet interface est la surface libre de
l'eau distillée.
ä partir de ces constatations de base, afférentes à un alambic à diffusion de
vapeur et contre-courant
?5 d'air, un second logiciel a été développé qui permet de calculer les
profils des températures le long des parois
interne et externe de plaques creuses à faces planes en polymère. En partant
des températures en haut des
plaques, avec une valeur t.dHN = 2400 kJ/m3 et des valeurs T~ = 92°C et
Tz = 91 °C, (ce qui correspond à un
écart local donné de flux d'enthalpie de valeur dH~), et en prenant une
vitesse de circulation de l'air sec vi de
l0cmls (ce qui, à titre d'exemples, donne v = 20 ou 40 cm/s pour de l'air
humide à 50% ou 75% de pression
30 partielle de vapeur), le calcul a été arrété pour une température Ta, au
bas des espaces inter-plaques,
compatible avec celle des sources froides naturelles disponibles (20 à
30°C, par exemple). La courbe Az
représente la fonction T = fi(h) le long des faces internes chaudes des
plaques creuses et la courbe Cz
représente la fonction T = fz(h) le long de leurs faces externes froides. Pour
ce qui concerne cette courbe Cz,
on notera qu'aucune courbe C~ n'apparaît sur la figure 1, puisqu'elle se
déduirait de la courbe Agi, par un
35 simple décalage dT constant (aux pertes près). En revanche sur la figure 2,
cette courbe Cz se distingue
nettement de la courbe Az puisque l'écart croissant en degrés (°C), qui
les sépare l'une de l'autre à chaque
niveau décroissant h, exprime l'écart local constant de flux d'enthalpie dH~,
qui correspond aux valeurs de T~
et Tz, exprimées plus haut. Avec T, abaissé à 91,5°C et Tz maintenu à
91 °C, la courbe Cz demeurerait
inchangée et la courbe As obtenue se situerait à peu près à égale distance des
courbes Az et Cz représentées.
~0 Avec T, maintenu à 92°C et Tz abaissé à 90°C, la courbe Az
demeurerait inchangée et la courbe Cs obtenue
se déduirait des courbes Az et Cz représentées par un décalage à chaque
niveau, à peu près double de celui
de ces deux courbes représentées. On notera que ces commentaires s'appliquent
sans correction à de l'eau
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pure faisant (objet d'une distillation mais pas tout à fait à de l'eau salée.
En effet, pour deux eaux de mer, à 35
ou 70 grammes de chlorure de sodium par litre, les températures d'ébullition
sont respectivement de 100,5°C
et 101 °C. Ce qui veut dire que pour ces eaux, au cours d'une opération
de distillation, un écart de température
de sensiblement 0,5°C ou 1 °C est consommé par le travail de
dessalement de ces eaux et donc neutralisé
pour leur distillation.
Pour ce qui concerne les courbes A~ de la fig. 1 (contre-courant d'eau) et A2
de la fig.2 (contre courant
d'air), on notera que la courbe A2, à l'inverse de Agi, présente une concavité
très forte, dirigée vers le haut des
plaques. Ce qui veut dire que les échanges thermiques par diffusion de vapeur,
dans le cas d'un alambic à
contre-courant d'air, sont beaucoup plus importants vers les basses
températures que vers les hautes. Dans
ces conditions, la recherche du maximum de Cie a été faite à partir des basses
températures. Dans cette zone
en effet, les flux de chaleur qui traversent les parois des plaques creuses,
entre les tranches en regard des
deux fluides circulant en sens inverses, sont beaucoup plus grands pour un
même écart de flux d'enthalpie,
du fait du plus grand écart de température auquel cet écart local de flux
d'enthalpie correspond.
La courbe Ba de la figure 2 représente l'évolution de Cie en fonction de la
variable composite t.dHN (en
kilojoules par m3) à retenir dans le cas d'un alambic à contre-courant d'air.
Cette évolution est peu sensible à
(écart (T~-T2) et donc à la valeur de (écart local de flux d'enthalpie dH~
visé plus haut, qui a servi à calculer
cette courbe B2. Le maximum de Cie correspond, sur la courbe A2, à une
température T~ d'environ 85°C, à
l'entrée des plaques creuses et, pour l'écart local dH1 retenu, la valeur de
T2 lue sur la courbe Ca est d'environ
80°C, à la sortie des espaces inter-plaques. La valeur de T~, à (entrée
des plaques creuses, est déterminée
par la température maximale de la source chaude disponible et la valeur de Ta,
à (entrée des espaces inter-
plaques, par la température minimale de la source froide naturelle dïsponible.
Dans le cas où cette source
froide est le liquide à distiller entrant à 25°C, il est possible, au
moyen d'un échangeur thermique approprié,
d'avoir une valeur Ta de 30°C. Dans ce cas, avec les conditions visées
plus haut (dH~ et v~), on a Ts = 68°C.
Avec une valeur Ta supérieure, la valeur de Ta augmente et, dans ce cas, le
maximum de Cie est moins élevé
et il est obtenu pour une valeur t.dHN plus grande. De même, pour un écart
local dH plus grand ou plus petit
que la valeur dH~ visée plus haut, si l'on conserve à Ta une valeur aussi
faible que possible (30°C, par
exemple), on aura un maximum de CiE variant en sens inverse, c'est-à-dire un
peu moins ou un peu plus
élevé que précédemment, à condition que la variable composite t.dHN varie
comme dH.
Sur la figure 2, le Coefficient Intrinsèque d'Efficacité de l'alambic Cie,
défini par CoP.Q/V ou Qz/P.V ou
encore k.(T~-Ts), présente un maximum de 95 m3 d'eau douce par jour et par m3
actif d'alambic, pour une
valeur de la variable composite t.dHN de 382 kilojoules/m3. La valeur optimale
du Cie est supérieure à 84, ce
qui correspond à 210 < t.dHN < 740 kJ/m3 et une plage optimale 78 < T~ < 91
°C. En pratique cependant, il est
clair qu'est tout à fait bienvenue toute valeur de CiE supérieure au tiers,
par exemple, de sa valeur maximale
possible (laquelle est de l'ordre de 100, pour les plaques creuses, aux
caractéristiques définies ci-après,
retenues pour le calcul). Ce qui veut dire que dès lors que Ta a pu prendre
une valeur très basse (jusqu'à
10°C, par exemple, si l'on a pu refroïdir le liquide à distiller
entrant, par des moyens naturels économiques),
toutes valeurs de T, définies par la plage de température 74°C < T~ <
91 °C et, dans le cas des résultats de
l'étude représentés à la figure 2, toutes les valeurs de la variable composite
t.dHN qui sont définies par la
plage 100 kJ/m3 < t.dHN < 1300 kJ/m3, permettent de construire un alambic à
diffusion de vapeur et gaz
caloporteur à haute productivité.
Les résultats précédents ont été obtenus pour des plaques creuses minces à
paroi planes, qui ont une
épaisseur interne e = 2 mm, un espace inter-plaques identique, une épaisseur
de paroi et de revêtement
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hydrophile de 0,6 mm et donc un pas p = 5,2 mm. Les plages de valeurs
optimales définies ci-dessus varient
peu lorsque le rapport e/p demeure sensiblement constant, le maximum de Cie
étant quant à lui d'autant plus
élevé que les paramètres e, a et p ont leurs valeurs minimales, imposées par
des considérations pratiques.
Ces considérations ont pour objet de faire en sorte que les pertes de charge
dans les espaces inter-plaques
soient toujours acceptables, ce qui limite à 2 mm les épaisseurs internes e et
a minimales des plaques
creuses et de leurs espaces inter-plaques. En revanche, si fon conserve cette
valeur de e et que l'on crée un
nouveau modèle de plaques creuses à parois planes particulièrement minces
(0,15 mm d'épaisseur totale de
paroi et de revétement hydrophile), des résultats bien meilleurs que ceux
illustrés par les courbes de la figure
2 sont obtenus. Une telle plaque creuse d'échange thermique de distillation
sera décrite ci-après à la fig_13.
0 Avec ce nouveau modèle de plaques, le maximum calculé de CiE est
considérablement augmenté (297
m3ljour, par m3 de volume actif, au lieu de 95), si l'on prend e = 2 mm et p =
4,5 mm. Avec une épaisseur
interne e = 3 mm, un espace inter-plaques identique et un pas p = 6,5 mm, ce
maximum tombe à 132. Quant
aux courbes Az--C2 et aux valeurs optimales (ou simplement efficaces, parce
qu'elles fournissent des résultats
tout à fait satisfaisants) des températures T1, Ta, Ts et Ta, elles demeurent
à peu près les mêmes.
5 Si l'on inverse le sens de circulation du gaz caloporteur, pris en compte
dans le calcul précédent, en
faisant circuler ce gaz de bas en haut (et non plus de haut en bas) dans les
plaques creuses et de haut en bas
(et non plus de bas en haut ) dans les espaces inter-plaques, des résultats
sensiblement identiques sont
obtenus.
Ces résultats démontrent l'intérêt exceptionnel que présentent les alambics à
diffusion de vapeur et
!0 contre-courant d'air puisque, dans le cadre des limites de la technologie
actuellement disponible, ils peuvent
aisément afficher des Cie compris entre 30 et 100, alors que les alambics à
contre-courant d'eau affichent des
CEE de 18 au plus,
Le premier objet de la présente invention concerne des perfectionnements et
des extensions, suscep-
'S tibles d'être apportés au procédé général de distillation, à fluide
caloporteur liquide ou gazeux et à diffusion de
vapeur dans un gaz incondensable, décrit dans ladite invention antérieure, qui
découlent des lois physiques
régissant le fonctionnement des alambics mettant en oeuvre ce procédé général.
Le deuxième objet de (invention concerne deux types de perfectionnements,
résultant des lois
physiques en question, susceptibles d'être apportés aux procédés et appareils
particuliers de distillation à
30 diffusion de vapeur, dans lesquels le fluide caloporteur est le liquide à
distiller et le sens de circulation de ce
liquide, celui décrit dans ladite demande antérieure ou le sens inverse.
Le troisième objet de l'invention concerne deux autres types de
perfectionnements, résultant des lois
physiques en question, susceptibles d'étre apportés aux procédés et appareils
particuliers de distillation à
diffusion de vapeur, dans lesquels le fluide caloporteur est le gaz
incondensable, saturé en vapeur du liquide à
35 distiller, et le sens de circulation de ce gaz, celui décrit dans ladite
demande antérieure ou le sens inverse.
Le quatrième objet de l'invention concerne des alambics à diffusion de vapeur,
dans lesquels les
échangeurs thermiques simples utilisés ont une architecture nouvelle compacte,
à faible coût.
Le cinquième objet de l'invention concerne un échangeur thermique de
distillation, comportant un
élément actif monobloc, adapté aux nécessités d'un alambic à diffusion de
vapeur et gaz caloporteur.
0 Le sixième objet de l'invention concerne les moyens de connecter en toute
sécurité de grandes plaques
creuses minces d'échange thermique de distillation, à leurs conduits d'entrée
et de sortie de fluide calo-
porteur.
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Le septième objet de l'invention concerne les moyens de répandre efficacement
et en toute sécurité le
liquide à distiller sur les faces extérieures des parois de plaques creuses
d'échange thermique de distillation.
Le huitième objet de (invention concerne de nouvelles plaques creuses de
distillation, minces et
souples, à parois planes très fines, utilisables dans les alambics à diffusion
de vapeur et gaz caloporteur ;
Le neuvième objet de l'invention concerne des sources chaudes spécialement
adaptées aux nécessités
particulières de certains des appareils de distillation visés plus haut.
Selon un perfectionnement de ladite invention antérieure, un procédé général
de distïllation à multiple
effet, destiné à séparer de leur solvant liquide des matières en solution,
notamment pour produire de l'eau
douce ou des concentrés, dans lequel
- des échanges thermiques à contre-courant sont effectués par un fluide
caloporteur unique, liquide ou gazeux,
circulant en circuit fermé le long de surfaces, respectivement chaudes S~ et
froides Sr, liées par une conduc-
tance thermique importante ;
- lesdites surfaces S~ et Sr sont des faces de parois de plaques creuses
minces d'échange thermique de
distillation, installées en grand nombre, verticales ou inclinées, dans une
chambre de traitement calorifugée,
comportant des espaces inter-plaques étroits, de largeur sensiblement
constante, remplis d'un gaz inconden
sable, notamment d'air à pression atmosphérique ;
est caractérisé en ce que
- le fluide caloporteur circule, dans un premier sens ascendant ou descendant,
le long des surtaces chaudes
So, en passant d'une température initiale élevée T~ à une température finale
Ts inférieure à T~ puis, dans un
second sens inverse du premier, le long des surfaces froides Sr, en passant
d'une température initiale Ta,
inférieure à Ta, à une température finale T2, supérieure à Ta et inférieure à
T~;
- en haut des faces externes des parois des plaques creuses de distillation, à
l'intérieur desquelles le fluide
caloporteur circule dans ledit premier sens, du liquide à distiller est
répandu qui s'étale et descend lentement
en couches fines le long de ces faces externes ;
- sous l'action du courant de fluide caloporteur circulant dans ledit premier
sens, une partie du liquide à distiller
répandu sur lesdites faces externes s'évapore, cependant que ce courant se
refroidit, passant de T~ à Ts, et
que la vapeur produite diffuse dans le gaz incondensable présént dans les
espaces inter-plaques ;
- sous l'action du courant de fluide caloporteur circulant dans ledit second
sens, la vapeur diffusée dans le gaz
incondensable se condense, cependant que ce courant se réchauffe, passant de
Ta à T~, sous l'effet d'une
récupération quasi totale de la chaleur latente de condensation de la vapeur
diffusée ;
- une source chaude est disposée entre les extrémités les plus chaudes des
surfaces S~ et St, pour augmenter
la température du fluide caloporteur de T2 à T~ ;
- une source froide est disposée entre les extrémités les moins chaudes de ces
surfaces So et Sr, pour abaisser
la température du fluide caloporteur de Ta à Ta ;
- un écart local sensiblement constant dH de flux d'enthalpie est établi entre
les surfaces S~ et Sr, en donnant
des amplitudes appropriées aux échanges thermiques respectivement effectués
entre le courant de fluide
caloporteur et lesdites sources chaude et froide ;
- les températures optimales du fluide caloporteur T~, Tz et Ta, Ta, aux
extrémités de ces mêmes surfaces, sont
déterminées à partir du maximum du Critère Intrinsèque d'Efficacité Cie =
Q2/P.V de l'installation, Q étant la
puissance thermique de distillation échangée, P étant la puissance thermique
fournie par la source chaude et
V, le volume actif de l'installation .
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Grâce à ces dispositions, le procédé général de distillation, utilisant un
fluide caloporteur unique, liquide
ou gazeux, décrit dans ladite invention antérieure, est à la fois élargi et
optimisé. Tout d'abord, on ajoute deux
nouveaux types d'alambics aux deux types antérieurs, précédemment décrits.
Cela, en utilisant des compo-
sants identiques ou équivalents et en donnant deux possibilités au lieu d'une
seule, aux sens de circulation de
l'un ou (autre des deux fluides caloporteurs prévus. Ensuite, en application
des conclusions de la modélisation
mathématique des phénomènes particuliers d'échange thermique, existant dans
les alambics à diffusion de
vapeur selon ladite invention antérieure, on en fixe les caractéristiques
thermiques relatives et absolues, à
savoir (écart local constant de flux d'enthalpie entre les surfaces S~ et Sr
et les températures du fluide calo-
porteur aux entrées et sorties des plaques creuses minces et/ou de leurs
espacements. Grâce à quoi,
(efficacité de la distillation effectuée peut être comprise, contrôlée et
ainsi maximisée.
Selon (invention, un premier procédé particulier de distillation à diffusion
de vapeur, notamment pour
produire de l'eau douce, conforme au procédé général perfectionné défini ci-
dessus , dans lequel
- le fluide caloporteur est le liquïde à distiller ;
- les plaques creuses minces d'échange thermique de distillation sont chaudes
ou froides et elles sont
alternativement installées dans la chambre de traitement calorifugée, les
faces internes de leurs parois
respectives constituant lesdites surfaces chaudes S~ et froides Sr ;
du liquide à distiller est répandu sur les faces externes des parois des
seules plaques chaudes ;
est caractérisé en ce que
- le liquide caloporteur circule, dans un premier sens ascendant ou
descendant, à l'intérieur des plaques
chaudes, il y entre très chaud à la température T~ et il en sort refroidi à la
température Ta, après avoir provoqué
une évaporation partielle du liquide à distiller en écoulement sur les faces
externes des parois de ces plaques ;
- à la sortie de ces plaques creuses chaudes, le liquide caloporteur à la
température Ts est refroidi jusqu'à la
température Ta ;
- ensuite, le liquide caloporteur à la température T4 entre à l'intérieur des
plaques creuses froides où il circule
dans un second sens, inverse du premier, en provoquant, sur les faces externes
des parois de ces plaques
froides, une condensation de la vapeur diffusée à travers la lame de gaz
incondensable de l'espace inter-
plaques et en récupérant la quasi totalité de la chaleur de condensation de
cette vapeur pour se réchauffer, et
finalement il sort des plaques froides à la température Tz ;
- au cours de ces opérations, les flux de chaleur traversent les parois des
plaques creuses chaudes et froides
ainsi que les lames immobiles de gaz incondensable qui les séparent ;
- le liquide distillé descend le long des faces externes des parois des
plaques froides cependant que le liquide
concentré descend le long des faces externes des parois des plaques chaudes ;
la température optimale T~ du liquide caloporteur, à l'entrée des plaques
creuses chaudes, est aussi peu que
possible inférieure à la température d'ébullition de ce liquide à pression
atmosphérique ;
- la température optimale Ta du liquide caloporteur, à la sortie des plaques
creuses chaudes, est relativement
élevée et située dans une plage qui correspond à une zone entourant le maximum
du Critère Intrinsèque
d'Efficacité CiE de l'installation ;
- les écarts de température (Ti-T2) et (Ts-Ta) sont faibles, avec (T~--T2) un
peu supérieur à (Ta--Ta) .
Selon des caractéristiques complémentaires de ce procédé de distillation, à
diffusion de vapeur et
liquide caloporteur,
- la correspondance, entre la plage optimale des températures Ts et le maximum
de Cie, est réalisée par
l'intermédiaire de leurs relations respectives avec une variable composite
t.dT, dans laquelle t est le temps de
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transit du liquide caloporteur dans les plaques et dT, (écart de température
entre les liquides circulant dans
les plaques creuses froides et chaudes ;
- la plage intéressante de la température T3 est l'intervalle 58 à
78°C, lorsque le liquide à distiller est de l'eau ;
- (écart optimal de température dT est établi par un ajustement du rapport
entre la puissance de chauffe de la
source chaude et le débit massique D de liquide caloporteur circulant ;
- la valeur optimale choisie pour dT est relativement élevée lorsque le coût
unitaire de (énergie thermique,
aisément disponible sur le lieu de mise en oeuvre du procédé, est relativement
faible ;
- le temps de transit optimal t du fluide caloporteur dans les plaques
d'échange thermique ~ est établi par
ajustement du débit massique D du liquide caloporteur circulant en boucle
fermée.
Grâce à ces dispositïons, le procédé de distillation à diffusion de vapeur et
liquide caloporteur devient
un procédé réellement efficace, faisant appel à des étapes nouvelles
particulièrement simples à mettre en
oeuvre, en application des conclusions de la modélisation mathématique des
phénomènes concernés. Ces
étapes consistent à augmenter notablement la température du liquide à
distiller entrant dans (installation,
avant de le mélanger au liquide à distiller circulant en boucle fermée, par un
simple échange thermique avec
les liquides distillé et concentré, sortant de l'installation à une
température moyenne élevée, proche de Ta.
Cette valeur Ts est particulièrement élevée (58 à 78°C), en application
desdites conclusions, du fait de la
température maximale T~ (100°C) du liquide sortant de la chaudière et
du réglage approprié du temps de
transit t du liquide caloporteur dans les plaques creuses, en accord avec la
valeur choisie pour l'écart dT de
température entre ces plaques.
Selon la présente invention, ce premier procédé particulier de distillation à
diffusion de vapeur, dans
lequel le liquide caloporteur circule, de préférence par thermosiphon, de haut
en bas à (intérieur des plaques
creuses chaudes et de bas en haut à l'intérieur des plaques creuses froides,
est en outre caractérisé en ce
que, suivant un premier ensemble de dispositions
- un échange thermique de réchauffement est effectué entre le débit d de
liquide à distiller entrant dans
l'installation à la température T~~ et les deux débits de liquides distillé et
concentré qui en sortent, de manière à
porter la température de ce débit d à une valeur intermédiaire optimale Tue,
relativement élevée ;
- un mélange est effectué entre ce débit entrant d, ainsi réchauffé à la
température Tue, et le débit D de liquide
caloporteur sortant des plaques chaudes à la température Ts, le rapport d/D
étant ajusté de façon que le
mélange réalisé ait une température Ta optimale à l'entrée des plaques froides
.
Selon la présente invention, ce premier procédé pârticulier de distillation à
diffusion de vapeur, dans
lequel le liquide caloporteur circule par thermosiphon, de bas en haut à
l'intérieur des plaques creuses
chaudes et de haut en bas à l'ïntérieur des plaques creuses froides, est
caractérisé en ce que, suivant un
second ensemble de dispositions, le débit d de liquide à distiller entrant à
la température T~~ est ajouté au débit
D de liquide caloporteur sortant à la température Ts des plaques chaudes, le
rapport d/D étant ajusté de façon
que le mélange réalisé soit à une température Ta optimale à l'entrée des
plaques froides, un débit d de liquide
à température Ts ou Ta étant répandu en haut des faces externes des plaques
chaudes.
Grâce à ces deux dernières dispositions selon (invention, une première et une
deuxième forme de
réalisation des alambics, à diffusion de vapeur et liquide caloporteur
circulant à contre-courant en circuit fermé,
sont possibles, la première ayant toutefois un CoP supérieur à celui de la
seconde, qui cependant demeure
intéressante, bien que soient élevées les températures des liquides concentré
T~ et distillé T2, à évacuer. Cet
inconvénient peut toutefois ëtre aisément con-igé si, par des échanges
thermiques appropriés, on récupère
cette énergie thermique pour réchauffer le liquide à distiller à répandre en
haut des plaques chaudes.
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Selon l'invention, un second procédé particulier de distillation à diffusion
de vapeur, notamment pour
produire de l'eau douce, conforme au procédé général perfectionné défini plus
haut, dans lequel
- le fluide caloporteur est ledit gaz incondensable, saturé en vapeur du
liquide à distiller ;
- du liquide à distiller est répandu en haut des faces externes des parois de
toutes les plaques creuses
d'échange thermique de distillation, ces faces externes constituant lesdites
surfaces chaudes S~ cependant
que les faces internes des parois de ces plaques constituent lesdites surtaces
froides St ;
est caractérisé en ce que
- le courant de gaz caloporteur à température T, entre à l'intérieur de toutes
les plaques creuses de distillation,
où il circule dans un premier sens ascendant ou descendant, cependant qu'une
partie de sa vapeur se
condense sur les faces internes des parois des plaques, que des flux de
chaleur, dus à une récupération
partielle de la chaleur latente de condensation, traversent les parois des
plaques pour évaporer une partie du
liquide en écoulement sur les faces externes de ces parois et que, de ce fait,
ce courant de gaz se refroidit et
finalement sort des plaques creuses à la température T3 ;
- à la sortie de ces plaques, ce courant de gaz caloporteur à température Ts
est refroidi jusqu'à la température
Ta et le liquide distillé, condensé à cette occasion, est récupéré ;
- ensuite, ce courant de gaz caloporteur, à la température Ta, entre dans les
espaces inter-plaques, où il circule
dans un second sens, inverse du premier, en emportant la vapeur produite dans
ces espaces et en se
réchauffant, et finalement il sort de ces espaces à la température T~ ;
- le liquide distillé, condensé sur les faces internes des parois des plaques
creuses, descend le long de ces
faces internes cependant que le liquide concentré descend le long des faces
externes de ces parois ;
- la température optimale Ti du courant de gaz caloporteur saturé, à l'entrée
des plaques creuses, est située
dans une plage qui correspond à une large zone autour du maximum du Critère
Intrinsèque d'Efficacité Cie de
l'installation ;
- la température optimale T4 du courant de gaz caloporteur, qui entre dans les
espaces inter-plaques, a préala
blement été rendue aussi proche que possible de la température minimale de la
source froide naturelle
disponible sur place, en refroidissant d'une manière adéquate le courant de
gaz à température Ta qui sort des
plaques creuses ;
- l'écart de température (T,-T2) est faible et l'écart (Ts-Ta), important.
Selon des caractéristiques complémentaires de ce procédé perfectionné de
distillation, à diffusion de
vapeur et gaz caloporteur,
- la correspondance entre la plage optimale des températures T~ et la zone du
maximum de Cie est réalisée
par l'intermédiaire de leurs relations respectives entre une variable
composite t.dHN, dans laquelle t est le
temps de transit dans les plaques, dH, un écart local sensiblement constant de
flux d'enthalpie entre les
parois internes et externes des plaques et V, le volume actif de
l'installation ;
- la plage intéressante de la température T, est à peu près comprise entre 74
et 91 °C ;
- l'écart local optimal de flux d'enthalpie dH, entre deux niveaux en regard
des parois interne et externe des
plaques, est établi par ajustement du rapport entre la puissance de chauffe et
le débit massique circulant du
gaz caloporteur ;
- la valeur optimale de dH est relativement élevée lorsque le coût de
l'énergie thermique, aisément disponible
sur le lieu d'utilisation de l'appareil, est relativement faible ;
- le temps de transït optimal t du gaz caloporteur dans les plaques d'échange
thermique est établi par
ajustement du débit massique D de ce gaz.
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Grâce à ces dispositions, la température T4 du gaz caloporteur, injecté à
(entrée des espaces inter
plaques, (en bas de ces espaces, dans un premier cas ou en haut dans un
second) est peu supérieure à la
température du liquide à distiller entrant dans l'2ppareil (par exemple
25°C) et très inférieure à la température
Ts de ce même gaz caloporteur en sortie des plaques creuses. Dans ces
conditions, (écart local de flux
d'enthalpie dH, entre les courants de gaz caloporteur, à température et
capacité calorifique variables tout au
long des faces internes et externes des plaques creuses d'échange thermique,
peut, sur toute la hauteur de
ces plaques, demeurer sensiblement constant et égaler (aux pertes près) celui
imposé par la source chaude
appropriée, disposée entre la sortie des espaces inter-plaques et l'entrée de
ces mêmes plaques. A cet égard,
on notera que les écarts de température entre les courants de gaz caloporteur
à la sortie des plaques creuses
et à l'entrée des espaces inter-plaques, sont en revanche très différents. A
titre d'exemple, on aura un écart
(T~--Ta) = 5°C, avec T~ = 85°C, à une extrémité des plaques et
(Ts--Ta) = 313°C, avec Ts = 68°C, à leur autre
extrémité.
Selon l'invention, ce second procédé particulier de distillation, à diffusion
de vapeur et à gaz calo-
porteur, est en outre caractérisé en ce que, suivant un premier ensemble de
dispositions,
- le courant de gaz à température Ti est introduit en haut des plaques creuses
de distillation et il en sort par le
bas à la température Ts ;
- à la sortie des plaques creuses de distillation, ce courant de gaz à
température Ta est soumis à un échange
thermique de refroidissement, assuré par une source froide à la température
TL1, constituée par le débit
entrant de liquide à distiller, afin que, compte-tenu des caractéristiques
massiques et thermiques respectives
de ce courant de gaz et de ce débit de liquide, la température Ts du courant
de gaz soit abaissée jusqu'à une
température optimale Ta et la température du liquide portée à T~.a ;
- après cet échange thermique, le liquide à distiller à température T~z est
réchauffé par une source chaude ;
- le courant de gaz à température Ta est introduit en bas des espaces inter-
plaques et il en sort par le haut à la
température T2 ;
- le courant de gaz cïrcule en circuit fermé dans les plaques creuses de
distillation et dans les espaces inter-
plaques, sous l'action d'au moins un propulseur ;
- à la sortie des espaces inter-plaques, le courant de gaz à température T2
est réchauffé et saturé en vapeur,
par un contact physique adéquat avec le liquide à distiller réchauffé par la
source chaude, de manière à
prendre une température T~ optimale ou simplement efficace ;
- après son contact physique avec le courant de gaz à température T2, le
liquide à distiller est répandu, à
température proche de T~, en haut des faces externes des parois des plaques
creuses, et il en sort en bas, à
une température proche de Ta ;
- le liquide distillé, condensé au cours dudit échange thermique de
refroidissement, et celui, condensé sur les
faces internes des plaques creuses, sont collectés puis évacués et récupérés ;
- le liquide concentré est recueilli en bas des faces externes des parois de
ces plaques puis il est évacué et,
le cas échéant, récupéré .
Selon l'invention, ce second procédé particulier de distillation, à diffusion
de vapeur et à gaz caloporteur,
est en outre caractérisé en ce que, suivant un second ensemble de
dispositions,
- le courant de gaz à température T~ est introduit en bas des plaques creuses
de distillation et il en sort par le
haut à la température Ts ;
- à la sortie des plaques creuses de distillation, ce courant de gaz est
soumis à un échange thermique de
refroidissement, assuré par une source froide à la température T~~, constituée
par le débit entrant de liquïde à
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distiller, afin que, compte-tenu des caractéristiques massiques et thermiques
de ce courant de gaz et de ce
débit de liquide, la température Ta du courant de gaz soit abaissée jusqu'à
une température optimale T4;
- après cet échange thermique, du liquide à distiller est répandu en haut des
faces externes des parois des
plaques creuses, il descend le long de ces faces externes et il les quitte à
une température proche de T2 ;
- le courant de gaz, à température Ta, est introduit en haut des espaces inter-
plaques et il en sort par le bas à
la température T2 ;
- à la sortie des espaces inter-plaques, le courant de gaz à température T2
est réchauffé et saturé en vapeur,
de manière à prendre une température T~ optimale ou simplement efficace ;
- le courant de gaz à température T~ est introduit en bas des plaques creuses
et, au moins par convexion
naturelle, il monte à (intérieur de ces plaques, il traverse ensuite une zone
où il subit ledit échange thermique
de refroidissement puis, à température Ta, il entre et descend par gravité
dans les espaces inter-plaques;
- le liquide distillé, condensé au cours de l'échange thermique de
refroidissement et celui condensé le long des
faces internes des parois des plaques creuses sont collectés puis évacués et
récupérés;
- en sortant des espaces inter-plaques, le liquide à distiller devenu
concentré est collecté en vue d'une
évacuation immédiate ou différée.
Selon une caractéristique particulière du procédé ainsi défini, le liquide à
distiller concentré qui sort des
espaces inter-plaques, est réchauffé par une source chaude et, par un contact
physique adéquat avec ce
liquide ainsi réchauffé, le courant de gaz à la température T2 est réchauffé
et saturé, afin de prendre une
température T~ optimale ou simplement efficace.
Selon une autre caractéristique particulière du procédé ainsi défini,
- le liquide distillé circule de bas en haut dans des plaques creuses
auxiliaires verticales de récupération
thermique, séparées par des espaces inter-plaques étroits ;
- le cas échéant, il en est de méme pour le liquide concentré collecté ;
- ces plaques creuses auxiliaires sont à la fois minces, rigides et pourvues
de revétements extérieurs, hydro-
philes ou mouillables ;
- du liquide à distiller, de préférence à température aussi basse que
possible, est répandu en haut de ces
revêtements ;
- une partie du courant de gaz à la température T4 circule de haut en bas le
long de ces revétements ainsi
humidifiés ;
- le courant de gaz chaud saturé qui quitte ces revétements est ajouté à celui
qui sort des espaces inter-
plaques des plaques creuses de distillation, puis le mélange est réchauffé et
saturé afin de prendre une tempé-
rature T~ optimale ou simplement efficace ;
- les liquides distillé et concentré sortent par le haut de ces plaques
creuses de récupération thermique avec
des températures fortement abaissées puis ils sont évacués et au moins l'un
d'entre eux est récupéré.
Grâce à ces deux derniers ensembles de dispositions principales, deux formes
de réalisation des
alambics à diffusion de vapeur et gaz caloporteur, circulant à contre-courant
en circuit fermé, dans un sens ou
dans l'autre, sont possibles. En conclusion des commentaires des ,courbes de
la figure 2 ci-dessus, ils présen-
tent de nombreux avantages particulièrement intéressants, comme cela sera
précisé en détail ci-après. On
notera dès à présent que les températures des liquides distillé et concentré
qui sortent du bloc de récupération
thermique et de fourniture d'un supplément de vapeur au courant de gaz
caloporteur, présentent des
différences relativement faibles par rapport à la température du liquide à
distiller entrant. Ce qui a pour résultat
d'assurer un CoP et un CiE élevés aux appareils de distillation concernés.
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Pour ce qui est de la chaudière, utilisable dans les deux formes de mise en
oeuvre de chacun des deux
procédés particuliers de distillation pertectionnés selon (invention, on
notera qu'elle peut prendre les formes
les plus diverses, soit pour chauffer le liquide à distiller soit pour
réchauffer et sursaturer le gaz caloporteur.
En principe, si fon ne fera usage qu'en dernier ressort, de la forme primaire
de chauffage qui consiste à
chauffer par une flamme le fond d'un récipient dans lequel circule le liquide
à distiller, on pourra
avantageusement, comme on le verra plus loin, utiliser ce moyen de chauffage
pour réchauffer et sursaturer le
courant d'air caloporteur. II en sera de même en général du chauffage
électrique, pour des raisons
économiques. En général, on utilisera une chaudière dont la chambre de chauffe
comporte un ou plusieurs
tubes de chauffe appropriés, par exemple immergés dans ou arrosés par le
liquide à distiller, qui seront
traversés par un fluide de chauffage disponible. Un tel fluide de chauffage
pourra être le liquide de
refroidissement primaire d'un moteur thermique, les gaz d'échappement d'un tel
moteur, les gaz produits par
un brûleur de combustible liquide ou gazeux, ou encore une huile thermique,
chauffée le jour par une
chaudière solaire à réflecteur cylindrico-parabolique, et stockée à haute
température (>130°C), pour un usage
de jour et de nuit, dans un réservoir calorifugé, à pression atmosphérique.
Une chaudière solaire appropriée
peut éire utilisée le jour, pour réchauffer et sursaturer le courant d'air
caloporteur.
Par ailleurs, si, dans les alambics à diffusion de vapeur et gaz caloporteur
circulant de haut en bas
dans les plaques creuses, on fait en sorte que le liquide à distiller soit,
quel que soit le type de chaudière
utilisé, chauffé à une température et une pression plus élevées que leurs
valeurs standard à l'ébullition (102°C
et 60 millibars de surpression, par exemple, pour de l'eau), il devient
possible de supprimer tout propulseur
mécanique du gaz caloporteur et de lui substituer un simple jet de vapeur
calibré, correctement orienté. Cette
technique donne un résultat équivalent à celui apporté par la convexion
naturelle que l'on obtiendrait avec un
gaz caloporteur circulant de bas en haut dans les plaques creuses. Ces
techniques présentent toutes deux un
intérêt très important pour la fiabilité des alambics devant opérer en dehors
d'un environnement industriel. II
en est de même pour les alambics à diffusion de vapeur et liquide caloporteur,
dans lesquels ce liquide circule
par thermosiphon.
Pour la mise en oeuvre de ces différents procédés particuliers de distillation
selon la présente invention,
il est nécessaire d'utiliser plusieurs dispositifs d'échange thermique,
respectivement adaptés aux fonctions
particulières qui leur sont affectées, à savoir : échange gaz / liquide ou
échange liquides / liquide. Pour les
échanges thermiques simples, sans distillation, il est possible d'utiliser les
ëchangeurs thermiques disponibles
sur le marché, mais leurs prix apparaissent particulièrement élevés, si on les
compare à celui de tous les
échangeurs thermiques de distillation, en forme de plaques creuses, minces et
souples, en polymère, décrits
dans la demande PCT concernant l'invention antérieure. Ce qui, dans le cas
d'un alambic à diffusion de
vapeur selon la présente invention, rend inutilisables d'un point de vue
économique ces échangeurs du
marché. Pour ce qui concerne les échanges thermïques simples, prévus selon la
présente invention, les
plaques creuses souples et minces, décrits dans cette demande PCT, peuvent les
assurer, si on les adapte à
leurs nouvelles fonctions. Mais, il serait souhaitable qu'un autre type
d'échangeur thermique, mieux adapté à
ses deux cas d'utilisation, (simple échange ou distillation) soit disponible à
des conditions techniques et
économiques satisfaisantes.
Selon une autre invention de Jean-Paul DOMEN, qui fait l'objet de la demande
de brevet international
PCT, intitulée c Échangeur thermique. Procédés et moyens de fabrication de cet
échangeur », déposée sous
le N° Fr 03/03692, le 12 décembre 2003, par la société « TECHNOLOGIES
DE L'ÉCHANGE THERMIQUE »,
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un échangeur thermique à contre-courant compact, notamment pour fluides
confinés, est décrit qui apporte à
la troisième forme de réalisation de la présente invention des conditions de
mise en oeuvre particulièrement
intéressantes. En effet, cet échangeur thermique nouveau combine, d'une part,
quatre caractéristiques
techniques importantes, à savoir : grande efficacité, compâcité optimale,
poids réduit et inaltérabilité intrinsè-
que et, d'autre part, une caractéristïque économique essentielle, dont sont
dépourvus les échangeurs thermi-
ques actuellement disponibles sur le marché, à savoir, un faible coût de
production. Un tel échangeur thermi-
que convient particulièrement bien aux nécessités des échanges thermiques
classiques que comportent les
quatre formes de réalisation de la présente invention. En outre, ce nouveau
type d'échangeur permet, grâce à
un perfectionnement selon la présente invention, de concevoir une architecture
nouvelle pour un alambic à
diffusion de vapeur et gaz caloporteur selon la troisième forme de réalisation
de l'invention. Ce qui en multiplie
(intérêt et permet de remplacer avantageusement les grandes plaques
rectangulaires d'échange thermique,
souples ou rigides, décrites dans la demande PCT, visée au début du présent
document.
Selon la demande PCT concernée, un échangeur thermique élémentaire monobloc à
grande efficacité,
encombrement limité, poids réduit, faible coüt de production et, généralement,
inaltérabilité intrinsèque,
- est constitué par une pièce active unique, notamment en polymère, formée
sans assemblage ni soudure, par
un empilement de paires de plaque$ allongées, creuses et minces, communicantes
et globalement symétri-
ques ;
- les faces internes des parois de chaque plaque creuse, de méme que les faces
externes des parois de deux
plaques creuses contiguës, sont en tous points séparées les unes des autres
par des espaces étroits, sensible-
ment constants;
- ces paires de plaques creuses constituent les conduits élémentaires de la
pièce active, lesquels conduits
comportent des parties centrales allongées dont les deux extrémités sont
reliées les unes aux autres, par deux
raccords creux ;
- chaque conduit élémentaire de la pièce active possède deux collecteurs
d'alimentation dont les axes sont
confondus avec les axes d'empilement des raccords d'extrémités ;
- (une des extrémités de chaque collecteur se termine par une tubulure de
connexion de la pièce active.
Cet élément monobloc d'un échangeur thermique peut être utilisé soit en
l'état, lorsqu'il doit être installé
dans le courant non confiné d'un fluide à réchauffer ou à refroidir, soit
enfermé dans une enveloppe, lorsque les
deux fluides concernés sont confinés. Dans les deux cas, la manière la plus
efficace d'utiliser un tel échangeur
thermique est de le faire fonctïonner à contre-courant.
Un procédé pour fabriquer un tel échangeur thermique monobloc comprend les
étapes suivantes
- réaliser dans un moule, par thermosoufflage, une ébauche en un matériau
adéquat, constituée par un empile-
ment de soufflets globalement biconvexes, relativement profonds en regard de
la dimension transversale de
l'ébauche et comparables à ceux d'un accordéon, lesdits soufflets comportant
des parties centrales allongées,
pourvues de raccords d'extrémités, de flancs, de crêtes et de fonds ayant
respectivement des formes adaptées
à ce que ces flancs aient une raideur beaucoup plus grande que celles des
fonds et des crêtes, ledit empilement
étant de son côté pourvu de deux tubulures de connexion, centrées sur les axes
d'empilement desdits raccords
d'extrémités ;
- les éléments constitutifs de cette ébauche étant à températures, souplesses
et élasticités appropriées, leur
appliquer une dépression interne etlou des forces de compression externes,
parallèle à l'axe d'empilement des
soufflets, jusqu'à ce que la pièce comprimée ainsi réalisée devienne un
empilement de paires de plaques
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creuses, communicantes et globalement symétriques, à épaisseur interne et
écartement faibles, sensiblement
constants ;
- laisser refroidir cette pièce en la maintenant dans son état comprimé ;
- si nécessaire après ce refroidissement, entourer cette pièce d'un organe en
assurant le serrage, afin de
maintenir à leurs valeurs initiales les écarts entre les parois des paires de
plaques.
Selon la présente invention, ce nouvel échangeur thermique à contre-courant
pour fluides confinés est
pourvu d'une fonction complémentaire, destinée à permettre une bonne
évaporation du liquide à distiller, dans
un alambic à diffusion de vapeur et gaz caloporteur. Pour ce faire, la paroi
extérieure de l'ébauche de chaque
élément actif d'échange thermique utilisé, est rendue hytirophile ou
mouillable, soit par un revêtement
hydrophile, le cas échéant préformé, dans le cas d'un polymère, soit par un
traitement chimique de dépolissage,
dans le cas du verre. Une telle ébauche perfectionnée peut à nouveau être
fabriquée par thermo-soufflage d'un
manchon pâteux, de forme aplatie, produit par une extrudeuse, puis introduit
dans un moule adapté à cet effet.
Dans le cas d'un polymère, les parois intérieures du moule auront été
préalablement garnies dudit revétement
hydrophile.
Grâce à ces dernières dispositions, les problèmes de soudure, aux solutions
complexes et relativement
onéreuses, rencontrés à l'occasion de la fabrication, de l'installation et de
l'utilisation des grandes plaques
rectangulaires, souples ou rigides, d'échange thermique, décrites dans la
demande PCT concernée, ne se
posent plus. En effet, les seules soudures, à prévoir le cas échéant pour la
fabrication de ces différents
échangeurs thermiques compacts, utilisés pour la mise en oeuvre des procédés
de distillation selon la présente
invention, sont celles d'assemblage des constituants de l'enveloppe de la
pièce active, lesquelles soudures sont
à la fois peu nombreuses et relativement facïles à réaliser. La durée de vie
de ces nouveaux échangeurs
thermiques dépend de celle du matériau utilisé et, dans le cas du verre et
d'un polymère tel que le
polypropylène, elle est supérieure à la durée de vie de (appareil. L'un des
avantages complémentaires de ce
type d'échangeurs thermiques monoblocs à ailettes creuses allongées est sa
compacité extrême. Ce qui permet
d'installer, dans un volume donné de chambre de traitement, des surfaces
d'échange thermique, notablement
plus étendues que celles obtenues avec les éléments creux et plats, de grande
dimensions, décrits dans la
demande PCT (soit environ 400 mz par mètre cube, au lieu de 120). De plus,
comme les paires symétriques de
plaques creuses, qui composent cet échangeur thermique compact, peuvent en
toute sécurité être notablement
plus rapprochées que de grandes plaques creuses (2,5 mm au lieu de 5 mm), le
gradient de température dans
les espaces inter-plaques de l'élément actif d'un tel échangeur, est multiplié
par un facteur au moins égal à
deux. En conséquence, avec des échangeurs thermiques compacts, permettant
d'effectuer une distillation, le
Coefficient Intrinsèque d'Efficacité CiE de l'alambic à diffusion de vapeur et
gaz caloporteur qui les utilise, est,
par construction, multiplié par au moins quatre. A cela, il faut ajouter que,
dans le cas d'un élément actif en
verre, la conductivité thermique de ce matériau est de 1,5 WIm.K, soit sept
fois plus que celle des polymères.
Ce qui augmente notablement la conductance thermique totale à prendre en
compte et, sur la figure 2, amène le
maximum du Cie à une valeur de 270 au lieu de 95.
Les caractéristiques et avantages de la présente invention ressortiront d'une
manière plus précise de la
description qui va suivre de formes de réalisation particulières, données à
titre d'exemples non limitatifs, en
référence aux dessins ci-après dans lesquels
- les figures 1 et 2 représentent les courbes commentées dans le préambule ci-
dessus ;
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- la figure 3 représente le schéma d'un alambic à diffusion de vapeur,
utilisant le liquide à distiller comme fluide
caloporteur circulant de haut en bas à (intérieur de plaques creuses chaudes ;
- la figure 4 représente le schéma d'un alambic à diffusion de vapeur,
utilisant le liquide à distiller comme fluide
caloporteur circulant de bas en haut à l'intérieur de plaques creuses chaudes
;
- la figure 5 représente le schéma d'un alambic à diffusion de vapeur,
utilisant de grandes plaques creuses pour
les échanges thermiques de distillation et un gaz incondensable, saturé en
vapeur du liquide à distiller, comme
fluide caloporteur cïrculant de haut en bas de ces plaques creuses;
- la figure 6 représente le schéma d'un alambic à diffusion de vapeur,
utilisant des plaques creuses souples pour
les échanges thermiques de distillation et un gaz incondensable, saturé en
vapeur du liquide à distiller, comme
0 fluide caloporteur circulant de bas en haut de ces plaques creuses;
- la figure 7 représente la disposition en perspective d'un ensemble de trois
grandes plaques creuses, minces et
souples, à parois ondulées, utilisables pour des échanges thermiques de
distillation dans un alambic selon
l'invention
- la figure 8 représente le dispositif d'alimentation de six plaques de rang
pair ou impair d'un ensemble de ces
5 grandes plaques creuses souples d'échange thermique selon (invention ;
- la figure 9 représente les moyens selon l'invention pour répandre le liquide
à distiller sur le revétement des
plaques creuses chaudes d'un alambic à diffusion de vapeur et liquide
caloporteur ;
- la figure 10 représente les vues de profil et de dessus d'un échangeur
thermique monobloc de distillation, à
faible coüt de production, ainsi que des coupes transversales de cet échangeur
et de l'ébauche, à partir de
;0 laquelle l'élément actif de cet échangeur est fabriqué ;
- les figures 11-12 sont des représentations en perspective simplifiée d'une
vue d'ensemble et des détails d'un
alambic à diffusion de vapeur et gaz caloporteur circulant de haut en bas à
l'intérieur de plaques creuses
rigides, faisant partie d'échangeurs thermiques monoblocs de distillation ;
- la figure 13 représente une vue perspective simplifiée partielle d'un
alambic à diffusion de vapeur et gaz
!5 caloporteur circulant de bas en haut à l'intérieur de plaques creuses,
minces, planes et souples de distillation.
Selon le schéma de la figure 3, qui constïtue la première forme de réalisation
d'un alambic selon
l'invention, deux plaques 10-12 représentent symboliquement un bloc de
distillation à diffusion de vapeur et
liquide caloporteur, constitué par un ensemble de grandes plaques alvéolaires
rigides (de 50 à 150 dm2), de
forme rectangulaire, installées dans la chambre de traitement d'un alambic à
diffusion de vapeur et liquide
caloporteur, selon la présente invention. Ces plaques creuses 10-12 ont une
faible épaisseur interne (2 à 3 mm
par exemple) et sont séparées les unes des autres par un espace libre étroit
14, ayant une épaisseur d'environ
5 mm, rempli d'un gaz incondensable, notamment d'air à pression atmosphérique.
La plaque creuse 10 est dite
chaude puisqu'affectée à l'évaporation du liquide à distiller et, à,cet effet,
elle est pourvue d'un revétement
t5 hydrophile ou mouillable 16. La plaque creuse 12 est dite froide
puisqu'affectée à la condensation de la vapeur
diffusée dans le gaz incondensable. Elle comporte, de préférence, un
revêtement identique 15. Une chaudière
18, pourvue d'une source chaude 17 et d'une chambre de chauffe 19, située à
bonne distance en dessous du
sommet des plaques 10-12, est disposée entre les extrémités hautes de ces
plaques et reliée à ces extrémités
par des canalisations 11 et 13 et des dispositifs de raccordement 11a et 13a.
Cette chaudière 18 fait circuler
0 dans ces plaques creuses 10-12, en circuit fermé et par thermosiphon, un
liquide caloporteur constitué par le
liquide à distiller. Cette chaudière 18 sera de tout type disponible,
notamment à capteur solaire ou à brüleur. La
circulation du liquide caloporteur se fait de haut en bas dans la plaque
chaude d'évaporation 10 et de bas en
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haut dans la plaque froide de condensation 12. La température du liquide
entrant dans la plaque 10 est T~ et
celle de ce même liquide, répandu sur le haut du revêtement 16, au moyen d'un
dispositif approprié 11c,
devient vite légèrement inférieure à T~, du fait de son évaporation rapide. Au
cours de son trajet dans la plaque
creuse chaude 10, le liquide caloporteur s'est refroidi cependant que
s'évapore le liquide répandu sur le
revêtement 16 et que sa vapeur diffuse dans le gaz incondensable. La
température du liquide caloporteur à la
sortie de cette plaque 10 est Ts. Le liquide qui sort de la plaque chaude 10,
à travers un dispositif de
raccordement 11b identique à 11a, entre dans un mélangeur 20 qui reçoit par
gravité de l'eau de mer à
distiller, provenant d'un échangeur thermique à contre-courant 22. Cet
échangeur 22 est du type compact, à
faible coût, qui sera décrit en détail ci-après. Cet échangeur 22 comporte
deux éléments actifs d'échange 24-
26 et une enveloppe 28 les enfermant. Ces éléments actifs sont reliés aux deux
gouttières de collecte 30-32 de
la saumure et de l'eau distillée qui s'écoulent du revêtement 16 de la plaque
d'évaporation 10 et du revêtement
de la plaque de condensation 12. Dans l'enveloppe 28, circule de Peau de mer
froide provenant, à travers
un robinet 34 de réglage de débit, d'un réservoir 36 disposé au-dessus des
plaques 10-12. A la sortie de
l'échangeur 22, l'eau douce et la saumure se déversent dans des gouttières
d'évacuation 38-40. La tempéra-
15 ture de Peau de mer du réservoir est T~~ et celle du liquide réchauffé
sortant de l'échangeur 22, pour entrer
dans le mélangeur 20, est T~z. A la sortie du mélangeur 20, la température de
Peau de mer à distiller est Ta.
Dans l'alambic, le rapport Dld des débits des liquides circulant D et entrant
d est compris entre 8 et 12, en
fonction de l'efficacité de l'échangeur 22 et de la température usuelle du
débit entrant.. L'eau de mer sortant du
mélangeur 20 entre dans les plaques froides 12 à travers un dispositif de
raccordement 13b, identique au
dispositif 13a. La condensation de vapeur sur la face extérieure de la plaque
12 provoque un relèvement
progressif de la température du liquide circulant, de telle sorte que, à la
sortie de la plaque 12, ce liquide est à
une température T2. L'eau douce, condensée sur la face extérieure de la plaque
12, s'écoule à une tempéra-
ture proche de Tc, et la saumure, en bas du revêtement 16, à une température
proche de Ta.
Pour apprécier fefFcacité d'un tel alambic à diffusion de vapeur, mettant en
oeuvre des échanges
thermiques à contre-courant d'eau, on va procéder à deux applications
numériques. A titre d'exemple,
l'échangeur thermique compact 22 étant mis hors circuit, l'eau de mer froide à
25°C est directement mélangée
au liquide caloporteur sortant à Ta des plaques chaudes 10. Compte-tenu du
rapport, généralement compris
entre huit et dix, existant entre les deux débits D et d, les températures aux
extrémités des plaques seront, par
exemple, les suivantes: T~ = 99°C, T2 = 95°C, Ts = 68°C
et Ta = 64°C, avec dT = 4°C et CoP = (T,-Ta)ldT = 8.
Mais, si le prix de l'énergie sur place est élevé, il impose d'augmenter au
mieux la valeur de CoP, en diminuant
la valeur de dT. A titre d'exemple, si l'on veut un CoP brut de 16 environ, la
valeur de dT = (T~-Ts)/16. Ce
résultat peut s'obtenir sans échangeur thermique 22, comme dans le cas
précédent, pour une valeur Ta = 54°C
et dT = 2,8°C, en ajustant la puissance thermique P de la chaudière et
le débit du liquide circulant D. Cette
nouvelle valeur de Ts est en dehors de la plage optimale des températures de
sortie des plaques chaudes.
Selon la courbe B de la fig.1, on a pour une température Ts = 54°C, une
valeur de Cie de 15,6 au lieu de 17,8
au milieu de la plage optimale de Ta, soit 12% de moins et donc une production
quotidienne de 12% inférieure,
pour un Coa et un volume actif d'alambic inchangés. En revanche, si l'on met
en oeuvre l'échangeur thermique
compact à faible coût 22, pour amener l'eau de mer à distiller à une
température de 45°C et donc l'écart dT à
2°C et Ts maintenu à 68°C, la valeur de Cie demeure à 17,8.
Cette amélioration se traduit par une augmen-
tation du prix de l'alambic égale au prix de l'échangeur 22. Avec un échangeur
thermique compact à faible
coût, du genre décrit ci-après, ce prix est faible, contrairement aux prix
élevés des autres échangeurs
thermiques utilisables disponibles sur le marché, et les augmentations du CoP
et du CiE de distillation qui en
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WO 2004/110936 22 PCT/FR2004/001373
résultent, pour un alambic ainsi équipé, sont parfaitement justifiés du point
économique. On notera que le
calcul démontre que toute augmentation relative du Cie de distillation d'un
alambic à diffusion de vapeur permet
une diminution relative symétrique de la surface totale d'échange thermique
mise en oeuvre, sans pour autant
modifier le débit distillé et l'énergie consommée. La traduction économique
d'une telle diminution est la
différence entre les coûts d'acquisition et d'amortissement relativement
élevés des plaques creuses d'échange
thermique épargnées, à durée de vie relativement courte (moins de cinq ans),
et les coûts semblables relative-
ment faibles, de (échangeur thermique compact utilisé qui, à la fois,
bénéficie d'un faible coût de construction
et d'une durée de vie particulièrement longue.
En conséquence, avec un alambic à diffusion de vapeur et contre-courant d'eau,
selon ladite première
forme de réalisation, qui utilise de grandes plaques d'échange thermique, du
genre décrit dans ladite invention
antérieure, et qui opère à des températures T~ et Ts optimales, en accord avec
la présente invention, l'emploi
d'un échangeur thermique compact à faible coût est particulièrement
intéressante. En effet, ce type d'échan-
geur permet d'amener, pour un coût réduit, l'eau de mer froide entrant dans
l'alambic, à prendre une
température relativement élevée qui, après mélange, amène l'eau de mer entrant
dans les plaques froides, à
une température optimale plus élevée. Cette température optimale est obtenue
en donnant par construction à
l'échangeur utilisé un CoP approprié. Ce résultat intermédiaire entraîne, pour
un alambic de volume actif
donné V, une efficacité de distillation améliorée, obtenue à des conditions
économiques intéressantes, pour
ce qui concerne le volume journalier de production d'eau douce.
La figure 4 représente le schéma d'un alambic à diffusion de vapeur, selon la
deuxième forme de
réalisation de l'invention, dans laquelle le sens de circulation du liquide
caloporteur dans les plaques chaudes,
est de bas en haut, à l'inverse de celui de la figure 3. En conséquence, les
composants des deux blocs de
distillation des figures 3 et 4 sont identiques, et le schéma est sensiblement
symétrique de celui de la figure 3,
leurs autres composants étant, quant à eux, identiques ou équivalents. Ils
portent tous les mémes références
numériques, avec toutefois un signe prime additionnel (') pour ceux de la
figure 4. Cela, afin de les différencier
les uns des autres, les façons dont ils sont reliés ensemble étant
différentes. L'entrée de la plaque creuse
chaude 10' est reliée, par son raccord bas 11'a et un conduit 11', à la sortie
de la chambre de chauffe 19'
d'une chaudière 18', équipée d'un tube de chauffage 1T. La sortie de la plaque
chaude 10' est reliée, par son
raccord haut 11'b, à l'une des entrées d'un mélangeur 20' dont l'autre entrée
est connectée à un réservoir 36'
contenant de l'eau de mer à distiller. La sortie de ce mélangeur 20' est
reliée à l'entrée de la plaque creuse
froide 12', par un conduit 13'b. La sortie de cette plaque 12' est reliée, par
son raccord bas 13'a, à l'entrée de
la chambre de chauffe 19' de la chaudière 18'. La saumure et l'eau douce
produites sont évacuées par des
gouttières 30' et 32'.
Grâce à ces dispositions, les températures aux entrées et aux sorties des
plaques chaudes 10' (T~, Ta)
et froide 12' (Ta, Tz) sont sensiblement identiques à celles que l'on peut
avoir avec l'alambic selon la figure 3.
II en est de mëme, pour ce qui concerne le fonctionnement de la distillation
effectuée. Quant à l'efficacité
globale de cet alambic selon la figure 4, elle sera bien évidemment inférieure
à celle de l'alambic selon la
figure 3, puisque les températures de l'eau douce et de la saumure évacuées
(proches de Ti et T2) sont très
supérieures à celles (proches de Ts et Ta) que l'on obtient dans le cas de la
figure 3. Ce type d'alambic
demeure cependant une seconde possibilité intéressante de mise en oeuvre de
l'un des procédés de
distillation à liquide caloporteur selon l'invention, puisque cet inconvénient
peut étre aisément corrigé. En effet,
il est simple de diminuer considérablement la température des liquides
distillé et condensé à évacuer, au
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moyen d'un échangeur thermique double (identique à celui référencé 22 sur la
figure 3), dans lequel on fait
circuler en sens inverse, afin de le réchauffer au mieux, le liquide à
distiller à rëpandre sur les revêtements
hydrophiles des plaques creuses.
La figure 5 est le schéma de principe d'un premier alambic à diffusion de
vapeur utilisant de l'air, saturé
en vapeur du liquide à distiller, comme fluide caloporteur. II présente la
particularité de faire circuler l'air de
haut en bas à l'intérieur de plaques creuses de distillation. Cet appareil
constitue la troisième forme de
réalisation d'un alambic selon l'invention.
Selon cette figure 5, les faces interne 50 et externe 52 de Tune des deux
parois d'une grande plaque
creuse rectangulaire de distillation 54 bordent respectivement son volume
intérieur 56 et l'espace libre 58 qui
sépare deux plaques voisines. Cette plaque 54 représente symboliquement un
bloc de distillation, à diffusion
de vapeur et gaz caloporteur, constitué par un nombre important N de plaques
creuses de distillation, souples
ou rigides, séparées par des espaces inter-plaques étroits. La face externe 52
de la paroi de la plaque 54
comporte un revêtement hydrophile 60. Au voisinage de ces premières N plaques
creuses, est disposé un
nombre réduit n de plaques creuses auxiliaires de préchauffage du liquide à
distiller. Elles sont semblables
aux (N) plaques précédentes mais sans revêtement. Ces n plaques creuses
auxiliaires sont symboliquement
représentées par un tuyau 66, traversé par le liquide à distiller, qui occupe
un espace 67, délimité par les
faces internes des parois 62-64 d'une enveloppe 63. La majeure partie du
courant d'air calo-porteur chaud
entre dans l'extrémité haute 57 de la plaque creuse 54 et une petite partie,
dans celle 68 de l'espace 67. Par
un passage 70, le bas de l'espace 67 communique directement avec la sortie de
l'intérieur 56 de la plaque
creuse 54. Le tuyau 66 est pourvu en bas d'une entrée 72 et en haut, d'une
sortie 74. Un réservoir 76,
contenant le liquide à distiller (eau saumâtre, par exemple), à la température
T~~, est ïnstallé au-dessus de
l'alambic et, par gravité, il alimente cet alambic, à travers un robinet de
réglage de débit 78 et un tuyau 77. Le
liquide à distiller est tout d'abord introduit dans un échangeur thermique
approprié 80, opérant à contre-
courant. Cet échangeur 80 comporte, dans une enveloppe 82, un élément actif
monobloc 84. L'entrée de
l'élément actif 84 est connectée au tuyau 77 amenant l'eau non potable à
distiller et sa sortie reliée, par un
autre tuyau 86, à l'entrée de l'enveloppe 87 d'un échangeur thermique compact
88, opérant à contre-courant.
L'entrée de l'enveloppe 82 de (échangeur thermique 80 est traversée par les
courants d'air sortant des N
plaques creuses de distillation 54 et des n plaques creuses auxiliaires de
préchauffage 66 et à cet effet, cette
entrëe est reliée à leur sortie commune 90. La sortie 81 de l'enveloppe 82 est
reliée à l'amont de l'hélice d'un
ventilateur 92, installée dans la partie basse 94 de l'espace inter-plaques
58. L'eau distillée, condensée sur
les paroïs de l'élément actif 84 de l'échangeur thermique 80, s'accumule au
fond de son enveloppe 82 et elle
s'évacue par un conduit 83.
Au-dessus des N plaques creuses 54, est disposé en 96 un long plateau 98,
recouvert d'un tapis
spongieux 100, (une épaisse couche de tissu hydrophile, par exemple), pourvu
d'un fond percé de nombreux
trous raccordés à des conduits de distribution 102, installés juste au-dessus
des revëtements 60 de ces N
plaques 54. Le conduit 104 de collecte de la saumure, qui s'écoule au bas des
revêtements 60, débouche sur
une gouttière d'évacuation 106. Le conduit 108 de collecte du mince film 110
d'eau distillée, qui ruisselle sur
les faces internes 50 des parois des N plaques creuses 54, est rejoint par le
conduit 112 de collecte de l'eau
distillée, condensée sur les paroïs extérieures du tuyau 66 symbolisant les n
plaques creuses auxiliaires de
préchauffage, avant d'être relié à l'entrée de l'élément actif monobloc 114 de
l'échangeur thermique 88. La
sortie 115 de cet élément 114 de même que la sortie 83 de l'enveloppe 82
débouchent sur une gouttière 116
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d'évacuation de l'eau distillée. L'enveloppe 87 de (échangeur thermique 88 est
traversée par le liquide à
distiller, sa sortie étant reliée à (entrée 72 du tuyau 66, représentant les n
plaques de préchauffage de ce
liquide. La sortie 74 du tuyau 66 est reliée à (entrée de la chambre de
chauffe 118 d'une chaudière 120,
pourvue d'une source chaude 122. La chambre de chauffe 118 possède un conduit
de sortie 124 qui alimente
une téte d'arrosage 126, installée en long juste au-dessus du tapis spongieux
100 recouvrant le plateau 98. La
température maximale, de Peau saumâtre à distiller contenue dans la chambre de
chauffe 118, est inférieure à
sa température d'ébullition.
Grâce à ces dispositions, la source chaude 122, par exemple adaptée à fournir
de l'eau saumâtre à une
valeur maximale de 95°C, pour un débit donné d'entrée de cette eau,
fixé une fois pour toutes par un réglage
l0 approprié du robinet 78, régit l'ensemble du fonctionnement d'un alambic à
diffusion de vapeur et gaz
caloporteur, en accord avec les caractéristiques nouvelles des procédés selon
la présente invention. L'eau
chaude, fournie par la chambre de chauffe 118 à une température de
95°C, tombe en pluie sur le tapis
spongieux 100. Placée dans le courant d'air caloporteur sortant en haut 96 de
l'espace inter-plaques 58, à une
température Tz (80°C, par exemple), notablement inférieure à celle de
cette pluie et de Peau imprégnant le
t 5 tissu 100, cette eau s'évapore en partie et se refroidit notablement,
jusqu'à 87°C, par exemple. A travers les
conduits de sortie 102, cette eau est répandue en haut des revêtements
hydrophiles 60 des N plaques
creuses de distillation 54. Le courant d'air caloporteur, qui a circulé à
travers ladite pluie et le long du plateau
98 et de son tissu spongieux 100 imbibé d'eau chaude, s'est réchauffé jusqu'à
T~ = 86°C et, saturé en vapeur,
il est introduit à (intérieur des N plaques creuses 54. et autour du tuyau 66.
Au cours de sa descente dans ces
20 plaques, la vapeur emportée par ce courant d'air se condense sur leurs
faces internes, cependant que ce
courant d'air se refroidit, que l'eau saumâtre qui s'écoule le long du
revétement 60 s'évapore en partie et que
celle qui monte dans le tuyau 66 se réchauffe. Au bas des N plaques creuses de
distillation 54, la température
Ts de l'air caloporteur est de 68°C et, au bas des n plaques creuses
auxiliaires de préchauffage du liquide à
distiller représentées par le tuyau 66, la température de cet air est de
42°C environ. A l'entrée de l'enveloppe
25 82 de l'échangeur thermique 80, la température du mélange est de
62°C environ.
Le liquide à distiller entre dans l'élément actif 84 de l'échangeur thermique
80, à une température T~~
de 25°C par exemple. II y circule à contre-courant de Pair caloporteur.
Avec un échangeur 80, à haut
coefficient d'efficacité, au cours de sa traversée de l'élément 84, le liquide
gagne 5°C cependant que le
courant d'air caloporteur, qui a traversé l'enveloppe 82 perd 32°C pour
se retrouver à une température Ta de
30 30°C, à (amont de l'hélice du ventilateur 92, installé au bas de
l'espace inter-plaques 58. Pour éviter que le
moteur électrique du ventilateur 92 ne se détériore sous l'action de l'air
chaud saturé, ce moteur sera disposé
à l'extérieur. Au cours de sa montée dans l'espace inter-plaques 58, le
courant d'air caloporteur se réchauffe
et arrive en haut 96 de cet espace à une température Tz de 80°C. En
sortie de l'élément actif 84, Peau
saumâtre est à une température T~ de 30°C seulement, du fait des
capacités calorifiques et des débits
35 massiques respectifs très différents des deux fluides concernés. Quant à la
température Tes de l'eau saumâtre
en sortie de l'enveloppe 87, sa valeur sera d'environ 50°C. Les quatre
températures T~ à Ta apparaissent sur
la figure 2 : T~ = 86°C, Tz = 80°C, Ta 68°C et Ta =
30°C. Si l'échangeur 80 avait eu un coefficient d'efficacité
inférieur et/ou si la température T~~ avait été plus élevée, la température Ta
aurait pu être 40°C au lieu de
30°C et, dans ce cas, la température Ts qui en aurait découlé aurait
été de 72°C au lieu de 68°C. L'efficacité
40 de la distillation alors effectuée aurait alors été diminuée puisque la
troisième expression du Cie est k.(Ti-Ts).
La saumure qui s'écoule du revêtement 60 des N plaques creuses de distillation
54 est à une
température voisine de Ta (30°C), c'est-à-dire à une température proche
de celle (25°C) de l'eau saumâtre à
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distiller. En conséquence, son évacuation est faite directement par le conduit
104 et la gouttière 106. En
revanche, l'eau distillée à (entrée de (élément actif 114 de l'échangeur
thermique à contre-courant 88 est à
une température de 62°C environ, celle-là même de Pair caloporteur à
l'entrée de (enveloppe 82 de
(échangeur thermique 80. ll est donc tout à fait justifié de récupérer
l'énergie thermique de cette eau distillée
et de négliger celle emportée par la saumure. Comme le débit d'eau distillée à
62°C circulant dans l'élément
actif 114 de l'échangeur thermique 88 est plus faible que celui de l'eau
saumâtre à T~ = 30°C qui traverse son
enveloppe 87, la température Tua de Peau saumâtre qui en sort est seulement à
environ 52°C. De son coté,
Peau saumâtre qui sort des n plaques creuses auxiliaires (tuyau 66) est à Tua
= 75°C, soit 11 °C de moins que
la température T~ de l'air chaud saturé, à feutrée de l'espace 67. L'eau
saumâtre à 75°C qui entre dans la
chambre de chauffe 118 de la chaudière 120 y gagne 20°C.
Le rapport entre la surface totale des N plaques de distillation 54 et celle
des n plaques auxiliaires
symbolisées par le tuyau 66 est de six à dix environ et les échangeurs
thermiques 80 et 88 seront, par
construction, adaptés aux résultats recherchés. Comme cela a été indiqué plus
haut, la valeur optimale de la
variable composite t.dH/V sera relativement élevée, lorsque la chaudière 120
sera alimentée par une énergie
thermique gratuite (chaudière solaire ou eau de refroidissement d'un moteur
thermique, par exemple).
La figure 6 est le schéma de principe d'un second alambic à diffusion de
vapeur utilisant de l'air, saturé
en vapeur du liquide à distiller, comme fluide caloporteur. Cet appareil
présente la particularité de faire circuler
le courant d'air caloporteur de bas en haut à l'intérieur des plaques creuses,
à l'inverse de celui de la figure 5.
En conséquence, les composants des deux blocs de distillation sont identiques
et ce schéma est sensible-
ment symétrique de celui de la figure 5, plusieurs de leurs autres composants
étant identiques ou équivalents.
Tous portent les mêmes références numériques, avec toutefois un signe prime
additionnel (') pour ceux de la
figure 6. Cela, afin de les différencier les uns des autres, les façons dont
ils sont reliés ensemble étant
différentes. Cet appareil constitue la quatrième forme de réalisation d'un
alambic selon (invention.
Selon la figure 6, dans une chambre de traitement calorifugée 48', représentée
par un cadre en traits
pleins, une paroi 54' d'une plaque creuse, mince et souple, possédant un
espace interne 56' et un espace
inter-plaques 58' entre deux plaques contiguës, est dessinée. Pour simplifier
le dessin, ces deux espaces 56'
et 58' sont limités par les traits définissant la chambre 48'. L'ensemble
représente symboliquement un bloc de
distillation, à diffusion de vapeur et à gaz caloporteur circulant par
convection naturelle. Chaque plaque creuse
comporte deux parois 54', deux faces internes nues 50' et deux faces externes
52' pourvues d'un revêtement
hydrophile 60', ainsi qu'une entrée 5T, située dans sa partie basse, et une
sortie 55', située dans sa partie
haute. Les entrées 5T des plaques creuses dudit ensemble sont reliées, par une
cheminée basse 59', de
hauteur appropriée, à un générateur d'air chaud saturé, décrit ci-après. Les
sorties 55' des plaques creuses
débouchent dans un large espace 79', de hauteur appropriée, occupé par un
élément actif monobloc 84'
d'échange thermique. Cet espace 79' constitue la cheminée haute de la chambre
de traitement 48' de
l'alambic. II se prolonge au-delà de l'élément actif 84' par un autre espace
large 81' qui. aboutit au-dessus des
entrées 94' des espaces inter-plaques 58' dudit ensemble. La sortie 96' de
t'espace inter-plaques 58'
débouche sur un large espace collecteur 83'.
Un réservoir 76', contenant par exemple de l'eau de mer à distiller, est
installé à une distance
appropriée au-dessus de la chambre de traitement 48' pour alimenter par
gravité, à travers un tuyau 7T et un
robinet 78', l'élément actif monobloc 84' d'échange thermique. La sortie de
cet élément 84' est reliée par un
tuyau 86' à des becs verseurs 102', disposés juste au-dessus des bords
supérieurs des parois des plaques
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creuses 54' dudit ensemble et de leurs revêtements hydrophiles 60'. La saumure
qui descend le long des
revêtements 60' aboutit dans une unique gouttière de collecte 103', reliée par
un tuyau 104' à une autre
gouttière 105', destinée à alimenter en saumure une chaudière solaire
particulière 120'. Cette chaudière
solaire 120' est adaptée à évaporer une partie de cette saumure et à diffuser
sa vapeur dans un courant d'air,
afin de constituer ledit générateur d'air chaud saturé. A cet effet, le fond
de la chambre de chauffe 118' de
cette chaudière 120' est constitué par une nappe noire 122' en matériau
composite (par exemple, film de
polymère ou feuille de métal oxydé à face arrière isolée, d'un côté, et non
tissé de cellulose ou de polymère,
de (autre), imperméable et inaltérable du côté noir et plus ou moins
hydrophile de l'autre. Cette nappe 122',
est installée sur une grille rigide et sa face noire, exposée en oblique au
rayonnement solaire (S) en accord
avec la latitude du lieu, est protégée de l'air ambiant par une paroi
transparente 119'. Ce qui transforme en
serre cette chambre de chauffe 118'. Le bord supérieur de la nappe 122', à
revêtement hydrophile, forme un
pan libre qui plonge dans la gouttière d'alimentation 105'. Les entrées 5T des
plaques creuses sont disposées
juste au-dessus du tuyau 104' et du bord supérieur de la nappe chauffante 122'
et de son tapis hydrophile
mince; constamment humidifié par capillarité et gravité. Un réservoir 63',
disposé sous la nappe chauffante
122', occupe une grande partie du fond de la chambre de traitement 48'. Au-
dessus de la partie amont de ce
réservoir 63' est installé un bloc isolant 65' qui, d'une part, sépare les
sorties 96' des espaces inter-plaques
58' des entrées 5T des intérieurs 56' des plaques creuses et, d'autre part,
délimite un passage 99' constïtuant
l'entrée de la cheminée basse 59' de la chambre de traitement 48' de (alambic.
Ce réservoir 63' est destiné à
recueillir la saumure qui s'écoule du revêtement hydrophile de la nappe 122'.
Le réservoir 63' comporte un
tuyau de vidange 128', pourvu d'un robinet 130' disposé en amont d'une
gouttière 106' d'évacuation de la
saumure, tous deux installés à (extérieur de la chambre 48'. L'eau distillée,
qui s'est condensée en un film
110' sur les faces internes 50' des parois 54' des différentes plaques
creuses, est collectée dans une unique
gouttière 109', elle-même reliée par un tuyau 115' à une gouttière
d'évacuation 116', installée à l'extérieur de
la chambre 48'. Quant à l'eau distillée, condensée sur les faces externes de
l'élément actif d'échange
thermique 84', elle est recueillie dans une gouttière 111' reliée par un
conduit 112' qui débouche au sommet
d'un tube vertical 113', ouvert à l'air libre, aboutissant à la gouttière
d'évacuation 116'.
Grâce à ces dispositions, dans le circuit en boucle fermée ainsi formé, la
face noire de la nappe 122',
installée au fond de la serre 118', absorbe le rayonnement solaire (S),
chauffe la saumure qui imprègne le
tapis hydrophile mince de son autre face, évapore une partie de son eau et
diffuse la vapeur produite dans
l'air qui l'entoure. De la sorte, cet air est ainsi progressivement réchauffé
et maintenu saturé et il devient, par
convexion naturelle, un courant d'air chaud saturé qui traverse la cheminée
basse 59' puis pénètre dans les
intérieurs 56' des plaques creuses, par leurs entrées 5T, et ensuite il
circule de bas en haut dans ces plaques
creuses verticales puis dans la cheminée haute 79' et le long des faces
externes de l'élément actif monobloc
d'échange thermique 84'. Cet élément 84' d'échange thermique est parcouru par
le débit d'eau de mer à
distiller entrant dans l'alambic. En longeant les parois de cet élément 84',
le courant d'air se refroidit puis il
descend par gravité dans l'espace 81', les espaces inter-plaques 58' et le
passage 99' puis, soumis au tirage
engendré par la nappe chauffante 122', il balaie la surface de la saumure
chaude contenue dans le réservoir
63' et celle de la face hydrophile constamment humidifiée de la nappe 122',
qui trempe dans la gouttière
d'alimentation 105', bouclant ainsi en circuit fermé le trajet parcouru. La
hauteur, qui sépare le bord inférieur
de la nappe chauffante 122' du bord amont de l'élément d'échange thermique
84', doit être relativement
importante. Elle est ajustée une fois pour toutes par réglage des hauteurs des
cheminées basse et haute 59'
et 79'. Cela, afin que soit suffisamment importante (20 à 50 cm/s) la vitesse
v de circulation ascendante du
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courant d'air caloporteur, à l'intérieur 56' de chaque plaque creuse. Dans ces
conditions, compte-tenu de
(écart local de flux d'enthalpie par unité de volume actif dHN des plaques
creuses, engendré par ta chaudière
120' entre (entrée 5T des intérieurs 56' des plaques creuses et la sortie 96'
des espaces inter-plaques 58',
une valeur optimale possible du temps de transit t de ce courant dans les
plaques creuses peut être
déterminée. Cela est fait, à partir de la plage optimale des valeurs de la
variable composite t.dHN arbitraire-
ment délimitée par les valeurs de Cis supérieures à 84 m3ljour.m3, à savoir
200 à 740 kilojoules par mètre
cube (voir courbe B2 de la figure 2). La hauteur des plaques de distillation
et celles des cheminées basse et
haute sont choisies en même temps, compte-tenu de la valeur maximale de la
température T~ (qui doit rester
comprise dans la plage concernée de ses valeurs optimales ou simplement
efficaces) du courant d'air
circulant par convexion naturelle, que peut produire la chaudière solaire
120'.
Au niveau des entrées 5T des plaques creuses, la température T~ du courant
d'air est limitée du fait de
la chaudière solaire sans réflecteur utilisée, mais cette température demeure
dans sa plage optimale, soit à
peu près entre 70 et 80°C, au moins lorsque te soleil culmine. En
traversant l'espace occupé par l'élément
actif 84' d'échange thermique, parcouru par Peau de mer entrant à une
température de 25°C, le courant d'air
qui sort des plaques creuses à une température Ta proche de 68°C est
refroidi et sa température tombe à une
valeur optimale Ta très basse, à savoir environ 30°C, lorsque
(efficacité de (élément actif monobloc 84' est
appropriée.
Le tuyau de sortie 86' de (élément actif 84' de l'échangeur thermique 80'
alimente les becs verseurs
102' en eau de mer à une température de 50°C environ. Cette eau de mer
tiède ainsi déversée sur les revête
ments 60' descend lentement le long des faces externes 52' des parois 54' des
plaques creuses. En consé
quence, la vapeur d'eau emportée par le courant d'air chaud saturë, qui monte
à finfiérieur 56' des plaques
creuses, se condense sur les faces internes 50' des parois de ces plaques et
forme un mince film d'eau
distillée 110'. Pendant la descente de l'eau de mer dans les revêtements 60',
cette eau de mer se réchauffe,
sous l'action de la chaleur latente de condensation récupérée à travers les
parois 54' des plaques creuses. De
ce fait, cette eau s'évapore en partie et la vapeur produite diffuse dans le
courant d'air refroidi, qui descend
dans les espaces inter-plaques 58', et ainsi réchauffe progressivement ce
courant. A la sortie de ces espaces
inter-plaques, la température de ce courant d'air atteint une valeur T2
d'environ 78°C. Quant à la saumure,
recueillie en bas des revêtements hydrophiles 60' des parois 54' des plaques
creuses, sa température est
aussi d'environ 78°C. Cette saumure collectée par ta gouttière 103' est
amenée par le conduit 104', dans la
gouttière 105' d'alimentation, par capillarité et gravité, du revêtement
arrière hydrophile de la nappe 122' à
face avant noire, installée au fond de la chambre de chauffe 118' de la
chaudière solaire particulière 120'. La
température maximale de cette nappe chauffante 122' et de la saumure que
contient son revêtement est au
plus de 85°C (une telle chaudière solaire sans réflecteur ne permet
guère d'atteindre une température
supérieure). Une petite partie de l'eau de cette saumure s'évapore et le reste
s'écoule lentement dans le
réservoir 63', qui peu à peu se remplit ainsi d'une saumure un peu plus
concentrée, dont la température est
d'environ 82°C, destinée à être évacuée. La vapeur ainsi produite à la
surface du revêtement hydrophile de la
nappe chauffante 122' est emportée par le courant d'air qui a débouché des
espaces inter-plaques 58' puis
balayé la surtace de la saumure chaude contenue dans le réservoir 63' et, avec
environ un degré ainsi gagné,
pénétré avec une température d'un peu plus de 78°C, au pied du
revêtement chaud constamment humïdifié
de la nappe 122', le long duquel il se réchauffe et se sature à nouveau.
On notera que l'on peut directement répandre Peau de mer du réservoir sur le
revêtement 60' en lieu et
place de l'eau de mer tiède sortant de l'échangeur thermique 84'. Dans ce cas,
cette eau tiède est directement
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évacuée. Les températures Ta et T2 en sont légèrement affectées mais le
fonctionnement général et les
performances de (ensemble n'en sont guère modifiés.
L'intérêt de cet alambic à diffusion de vapeur et à courant d'air caloporteur
circulant de bas en haut
dans les plaques creuses, est multiple si on le compare à l'alambic de la
figure 5, dans lequel le courant d'air
caloporteur circule de haut en bas à (intérieur de ces plaques. Le premier
avantage réside dans le fait
qu'aucun propulseur (ventilateur ou jet de vapeur) n'est nécessaire pour
assurer la circulation de ce courant
d'air, puisque cette circulation est ici engendrée par convection naturelle.
Le deuxième avantage vient de ce
que la température de la source chaude peut être comprise entre à peu près 75
et 85°C et cependant
demeurer efficace puisque susceptible d'assurer, à l'entrée des plaques
creuses, une température T~ qui soit
l0 encore optimale ou simplement efficace. Cela a pour conséquence directe
d'ajouter un troisième avantage, à
savoir rendre une chaudière solaire sans réflecteur, parfaitement adaptée à un
tel alambic. Un quatrième
avantage réside dans l'absence totale de pièces mobiles fonctionnant en
permanence. Ce qui constitue un
avantage particulièrement intéressant (suppression de toute maintenance
généralement nécessitée par de
telles pièces) dans tous les cas où ce type d'alambic est utilisé dans un
environnement non industriel. Un
LS cinquième avantage apparaît dans le fait qu'un très important coefficient
de performance CoP de (alambic
peut en principe étre obtenu, puisque l'accroissement de température de la
saumure, amené par la chaudière,
peut étre très faible (< 2°C). Dans l'alambic selon cette figure 6, les
températures de la saumure et de l'eau
distillée à évacuer sont élevées (environ 82°C), mais on décrira plus
loin, en commentaire de la figure 13,
comment il est possible de récupérer cette énergie thermique pour diffuser un
supplément de vapeur dans le
ZO courant d'air caloporteur et ainsi augmenter considérablement le CoP de
l'appareil.. Un sixième avantage
provient de l'accroissement considérable du Cie, énoncé plus haut, qui découle
de la très faible épaisseur de
paroi et de revêtement hydrophile, que présente le nouveau type de plaque
creuse mince, à parois planes,
souples et très fines, décrit ci-après à la figure 13. Les commentaires, qui
accompagnent cette figure 13,
concernent une forme de réalisation réelle d'un alambic à diffusion de vapeur
et à gaz caloporteur, circulant
25 en circuit fermé par connexion naturelle. Ils confirmeront, par le faible
coût de fabrication de cette nouvelle
plaque creuse de distillation, l'intérêt particulièrement grand de cette
dernière forme de réalisation de
l'invention.
On notera qu'avec un tel alambic à chaudière solaire, il est possible de
produire de l'eau douce après la
fin de l'ensoleillement efficace du lieu d'installation. Cela nécessite tout
d'abord de disposer d'un réservoir 63'
30 bien calorifugé et, par ailleurs, suffisamment profond pour pouvoir
contenir au moins toute la saumure,
produite au cours de la durée d'ensoleillement d'une journée. En maintenant
fermé le robinet de vidange 130'
après le coucher du soleil et en diminuant (de moitié par exemple) le débit de
l'eau de mer entrant, par action
sur le robinet 78', on peut prolonger la production d'eau douce de cet alambic
solaire jusque tard dans la nuit
et augmenter ainsi d'environ 20% la production de la journée. Ce résultat est
obtenu grâce, au réchauffement
35 et à la saturation complémentaires apportés au courant d'air qui balaie la
surtace de la masse importante de
saumure chaude, contenue dans le réservoir en fin de journée et constamment
réalimentée par une saumure
dont la température est de peu inférieure à la sienne. Au fur et à mesure que
la température de cette saumure
baissera, le débit d'eau distillée fera de même jusqu'à se terminer en goutte
à goutte. La remise en marche
normale de l'alambic se fera le matin et comprendra simplement la vidange du
réservoir, en ouvrant un
40 moment le robinet 130' prévu à cet effet, et en redonnant au débit d'eau de
mer entrant sa valeur de jour
(laquelle dépendra en général de l'intensité maximale du rayonnement solaire à
prévoir pour la journée). Dans
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ces conditions, la température de la saumure évacuée le matin est relativement
basse et le CoP global de
mëme que ie C,e global d'un tel alambic solaire en sont notablement améliorés.
La figure 7 représente schématiquement trois grandes plaques creuses souples,
pourvues de leur
encadrement et de leur rondelles de raccordement. La figure 8 représente une
vue en coupe longitudinale de
fun des quatre dispositifs d'alimentation d'un nombre important (6, dans le
dessin) de grandes plaques
rectangulaires creuses de rang pair ou impair, assurant des échanges
thermiques dans un alambic, selon
(invention, qui fonctionne avec un fluide caloporteur liquide. Quant à la
figure 9, elle représente le dispositif
assurant la répartition du, liquide chaud à distiller, sur les revêtements
hydrophiles des seules plaques
affectées à l'évaporation de ce liquide, lorsque le fluide caloporteur est un
liquide.
Selôn la figure 7, chaque plaque rectangulaire souple 140~,z.s qui mesure par
exemple, 120 cm de haut
et 100 cm de large, est réalisée à partir d'une feuille mince (notamment, en
polypropylène), pourvue d'un
revétement hydrophile soudé (notamment, un non-tissé de cellulose, représenté
en pointillés), pliée en deux,
le pli constituant le bord supérieur de chaque plaque.
Lorsque les plaques 140~,z,s sont du type souple, des ensembles de lignes de
soudure parallèles
(jusqu'à 50) sont formés, qui définissent les conduits intérieurs 1421,z,s de
ces plaques, lesquels ont par
exemple de 15 à 20 mm de large et 80 cm de long. En haut et en bas de ces
ensembles de conduits
parallèles 142~,z,s, deux lignes de soudure obliques 144~,z,a et 146~,a,s,
inclinées et parallèles, sont réalisées,
qui définissent respectivement un canal commun haut 148~,z,a et un canal
commun bas 163~,z,s tous deux en
forme de trapèze. La partie de chaque plaque 14O,,z,s, située au-dessus de la
ligne oblique 144~,z,s, constitue
un fourreau 1501,2,3, dont les deux extrémités sont coupées, pour laïsser
place à une grande et une petite
découpes 152~,z,s et 153~,z,a. De part et d'autre des ensembles 1421,2,3 de
lignes parallèles, sont réalisées
deux lignes de soudure 154~,z,s et 156~,z,s, parallèles aux précédentes, qui
constituent les bords extérieurs de
chaque plaque 14O1,z,3. Ces mëmes lignes 154-156, en coopération avec la ligne
extérieure, prolongée par
ses deux bouts, qui borde le premier et le dernier conduit de chaque plaque,
délimitent deux fourreaux
verticaux 158~,z,a et 160~,z.3, d'environ 4 cm de large, sur toute la hauteur
des éléments. De telles plaques
souples possèdent des parois ondulées.
Les deux pans de paroi 162~,z,a, situés en dessous de la ligne oblique basse
146~,z,3 de chaque plaque,
sont repliés vers le haut pour constituer, avec la paroi extérieure de son
canal commun bas 1631,z,a, deux
chaussons de collecte des liquides qui ont suinté dans les revêtements
hydrophiles des deux parois des
plaques 140~.z,a. Une gouttière (non représentée) est disposée sous les
extrëmités basses des deux
chaussons de collecte de chaque plaque, de sorte que, du fait des orientations
opposées des chaussons de
deux plaques contiguës, l'une des gôuttières récoltera le liquide qui s'écoule
des plaques froides de rang
impair et (autre, celui des plaques chaudes de rang pair.
Chaque plaque 1401,z,a dispose d'un encadrement semi-rigide qui comprend deux
tringles horizontales
et deux lames verticales, toutes deux en acier, par exemple, ou en un polymère
armé à haute résistance
mécanique. Les tringles ont une section en U, !'une haute 164~,2,s en U
renversé, pour la suspension de ta
plaque et l'autre basse 166~,2.s en U droit, pour lui donner une tension
longitudinale et compléter
l'encadrement. A titre d'exemple, l'épaisseur externe de ces tringles est de 3
mm, leur hauteur de 10 mm et
leur épaisseur de paroi de 1 mm. Les extrémités de ces tringles comportent, en
retrait sur leurs flancs, deux
redents (non représentés). Les ouvertures des tringles en U renversé 164~,z,3
sont engagées sur les
extrémités de lames verticales 1681,2,3 et 1701,2,3, â bords arrondis, ayant
3,5 cm de large et 1 rnm d'épaisseur.
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L'écartement de ces lames est imposé par celui des butées constituées par les
redents des tringles. Les
tringles 164~,z,s ainsi que les lames 168~,2,s et 1701,~,s sont respectivement
engagées dans les fourreaux
horizontaux 150~,a,a et verticaux 158~,2,a et 160~,z,s. L'écartement de ces
lames, qui est maintenu fixe pas les
tringles en U 164-166, détermine la tension transversale initiale des plaques
souples 140~,~,s.
Dans le cas où des panneaux alvéolaires rigides seraient utilisés en lieu et
place des plaques souples,
des feuilles minces à revêtement hydrophile, identiques à celles utilisées
pour les plaques souples, seront
préalablement collées puis soudées sur ces panneaux, par des lignes de soudure
semblables, mais plus
écartées, à celles réalisant les ensembles de conduits 142~,2,a, afin
d'assurer la fiabilité de (ensemble ainsi
constitué. Cette opération de soudure est sensiblement identique à celle
réalisée pour fabriquer les plaques
LO souples, laquelle consiste à presser pendant quelques secondes les éléments
à souder entre deux plateaux
métalliques épais, pourvus de surfaces rectifiées puis usinées selon les
lignes de soudures à réaliser, ces
plateaux étant portés à une température adéquate, définie par le point de
fusion du polymère utilisé. Dans les
deux cas, les bords des fourreaux des tringles et des lames sont soudés
cependant que sont marqués les
bords des découpes d'extrémité des fourreaux horizontaux et les emplacements
exacts des rondelles de
raccordement, présentées ci-après, à mettre en place dans une étape ultérieure
du processus de fabrication
des plaques souples ou rigides. Chaque plaque 140~,2,a comporte, dans les
coins larges, diagonalement
opposés, de ses canaux communs hauts 148~,2,a et bas 1631,a,a des rondelles
172~,2,s et 174~,z,s d'alimentation
de ces canaux communs. Ces rondelles et ces canaux communs coopèrent pour
assurer la répartition ou la
récupération du fluide caloporteur entrant dans ou sortant de ces conduits.
Les lignes en pointillés, qui relient
ces rondelles sur la figure 7, représentent l'emplacement des dispositifs
d'alimentation des ensembles pairs
ou impairs (illustrés à la figure 8), qui traversent les grandes découpes
152~,a,a des fourreaux 1501,2,x. De telles
plaques alvéolaires rigides possèdent des parois planes.
Selon la figure 8, le dispositif d'alimentation de six plaques creuses de rang
pair ou impair comprend un
empilement de six rondelles 172~~, associé à un raccord 180 en forme de T,
comprenant un premier tuyau
182, coaxial à ces rondelles, et un second à angle droit, 184. Cet empilement
et ce raccord sont maintenus en
place par un tirant d'assemblage 186. Chacune des rondelles 1721-s est un
anneau qui mesure, par exemple,
environ 17 mm d'épaisseur et 4 cm de diamètre intérieur, dans le cas de
plaques creuses d'un m2 prévues
pour un alambic à contre-courant d'eau. Chaque anneau est pourvu, dans sa
partie centrale, d'un rebord
circulaire 188-s, dont les faces latérales sont soudées aux faces internes des
parois 1901-s et 191 ~-s d'une
plaque 140~-s (voir fig.5) et dont l'épaisseur est sensiblement égale à
l'épaisseur interne de ces plaques, soit
environ 2 à 3 mm. Le bord aval de l'anneau de chaque rondelle 1721-s comporte
un épaulement externe 171 ~-s
et son bord amont, un épaulement interne 173-s. Dans le rebord circulaire 1881-
s de chaque rondelle 172~-s
sont percés plusieurs trous horizontaux, tels 192, de 3,5 à 4 mm de diamètre
(8 trous, selon le dessin) qui,
d'un côté, débouchent à l'intérieur de la rondelle et de l'autre, à
l'intérieur et dans le sens de la longueur du
canal commun en forme de trapèze 148,-s (voir fig.5) qui alimente les
ensembles de conduits 142~-s d'une
plaque 140-s.
Le tirant d'assemblage 186 comprend (1) une base d'appui 194, pourvue d'un
épaulement interne 195,
adapté à coopérer avec l'épaulement externe 171 ~ de la rondelle aval 1721,
(2) une tige tronconique 196, dont
la longueur est déterminée par le nombre de rondelles 172 à empiler (une
centaine, le cas échéant) et (3) une
extrémité cylindrique filetée 198. Le tuyau 182 du raccord 180 comporte,
soudés etlou collés à ses deux
extrémités, des appuis respectivement constitués par une coupelle 200, percée
en son centre et un anneau
202, pourvu d'un épaulement externe 203, adapté à coopérer avec l'épaulement
interne 173s de la rondelle
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amont 172s. La coupelle d'appui 200 est adaptée à coulisser sur (extrémité 198
du tirant d'assemblage 186.
Cette extrémité 198 comporte un logement pour un joint torique d'étanchéité
204. Un écrou 208, engagé sur
(extrémité filetée 198 du tirant 186, permet de maintenir serrées les
rondelles 172~-s et de transformer leur
empilement en un conduit sans fuites, pour (alimentation des plaques creuses
140-s. Entre les faces internes
191 ~,a.s et 190a,a,s des parois de plaques contiguës, qui sont soudées aux
rebords circulaires 188~-s des
rondelles 1721-s, apparaissent en 1931-s, sur la figure 8, les extrémités
hautes des lignes de soudure 144 (voir
fig.7) des plaques de rang impair intercalées.
La figure 9 représente, en coupe transversale, la partie supérieure d'un
ensemble de neuf plaques
souples, comprenant cinq plaques froides de rang impair 140~,s,sa,s et quatre
plaques chaudes de rang pair
140a,a,s,s, alternativement disposées dans un alambic à diffusion de vapeur,
utilisant le liquide à distiller
comme fluide caloporteur. Ces plaques souples sont suspendues à neuf tringles
en U renversé 164-s, enga-
gées dans des fourreaux 150-s, en forme de trapèze, délimités par des lignes
de soudure obliques 144-s. Sur
cette figure 9, les parois minces 210-s, en polymère (notamment en
polypropylène) des plaques 140-s ainsi
que leurs revêtements hydrophiles 212-s, apparaissent clairement. Entre deux
plaques contiguës, telles 140
et 1402 ou 140s et 140x, sont disposés des plaquettes intercalaires 214-s, de
préférence alvéolaires, qui
descendent jusqu'au sommet des ensembles de conduits 142-s (voir fig.7) des
plaques 140-s. La longueur de
ces plaquettes 214-s égale la largeur maximale des fourreaux 150-s des
tringles de suspension 164-s des
plaques 1401-s. La tranche supérieure de chacune des plaques froides 140s,sa,s
ainsi que les deux plaquettes
intercalaires, telles 2142 et 214x, qui les bordent, est recouverte d'une cape
imperméable, telles 216s,s,~ qui
descend jusqu'au bord inférieur de ces plaquettes. Cette cape imperméable est
réalisée au moyen d'une
feuille imperméable à revêtement hydrophile, identique au matériau constituant
les plaques souples, son
revêtement hydrophile 217a,sa étant en contact avec celui 212a,a,s,s des
plaques de rang pair 1402,a,s,s. Les
plaquettes intercalaires d'extrémité 214 et 214s, d'un ensemble de plaques 140-
s, sont séparées de la plaque
1402 pour l'une et de la plaque 140s pour l'autre, par une feuille imperméable
à revêtement hydrophile 218 et
220. Ces feuilles coopèrent avec deux réglettes 222 et 224, faisant office de
butées d'appui, pour constituer
les bords imperméables d'un tapis hydrophile 226, en contact avec la tranche
supérieure du revêtement
hydrophile de chacune des plaques chaudes 1402,a,s,a et du revêtement
hydrophile des capes 216s,sa de
protection des plaques froides. Ce tapis hydrophile 226 est, pâr exemple,
constitué de plusieurs couches de
tissu de coton. Au-dessus de ce tapis, sont installés de place en place, des
becs verseurs, tel 228, adaptés à
déverser sur lui le liquide chaud à distiller. Entre les pans 162-s qui
forment les chaussons de collecte des
liquides qui s'écoulent des parois extérieures des plaques 140-s, (voir fig.7)
sont disposées des paquettes
intercalaires (non représentées), identiques à celles 214~-a placées entre les
sommets de ces mêmes plaques.
Pour constituer un alambic, l'ensemble compact formé par l'assemblage de N
plaques creuses 1401-N est
maintenu resserré, grâce à des moyens de serrage conventionnels, non
représentés, disposés tout autour.
Grâce aux dispositions selon les figures 7, 8 et 9 présentées ci-dessus, les
plaques creuses de
distillation des alambics à diffusion de vapeur selon les figures 3 et 4
opèrent dans les meilleures conditions
(le cas des plaques creuses de distillation d'un alambic, selon les figures 5
et 6, sera traité en détail ci-après,
en commentaires de la figure 13). Sous la pression du liquide caloporteur, les
conduits d'une plaque souple,
de même que les canaux communs de distribution et de récupération de ce
liquide caloporteur dans des
plaques souples ou rigides, conservent des épaisseurs correctes. Grâce aux
lames verticales latérales, à
espacement fixe, les conduits des plaques souples ne peuvent prendre qu'une
épaisseur interne limitée,
d'environ 2 à 3 mm, en réponse à la pression exercée par le liquide
caloporteur qui y circule. De plus, grâce
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aux plaquettes intercalaires et aux moyens de serrage visés ci-dessus, les
canaux communs hauts 148 et bas
163 sont eux-mêmes empêchés d'enfler sous cette mëme pression. Dans ces
conditions, l'épaisseur de
(espace libre entre les plaques 140 est maintenu à une valeur correcte, à
savoir environ 5 mm.
Quant au pas d'assemblage de ces plaques 140, il égale la moitié de la
distance séparant les
épaulements internes et externes des rondelles de raccordement 172-s, soit 8,5
mm. Pour ce qui est de ces
rondelles, on notera que leur empilement, sous l'action du tirant d'assemblage
186, est réalisé d'une manière
étanche, ce qui en fait une canalisation sans fuite, de longueur modulable.
Par ailleurs, les trous 192
permettent, sans perte de charge notable, de faire entrer ou sortir le fluide
caloporteur dans les canaux
communs hauts ou bas de chaque plaque creuse.
l0 Grâce aux dispositions selon la figure 9, dans un alambic à liquide
caloporteur, les revêtements des
plaques chaudes, affectées à (évaporation du liquide chaud à distiller, sont
les seules à être susceptibles
d'être mouillées par ce liquide. En~ effet, grâce aux capes imperméables 216
qui recouvrent les sommets des
plaques froides ainsi que leurs deux plaquettes de séparation associées 214,
le liquide chaud à distiller ne
peut les atteindre, cependant que, sous l'action du revêtement hydrophile de
ces mêmes capes, ce liquide
l5 chaud, qui traverse le tapis hydrophile de répartition 226 est amené, par
gravité et capillarité, jusqu'aux
revêtements hydrophiles de (ensemble des plaques chaudes.
La figure 10 représente en A-B, des vues de profil et de dessus d'un échangeur
thermique compact à
faible coût et en C-D, des coupes transversales de cet échangeur et de
(ébauche de son élément actif
ZO monobloc. Selon les figures 10A et 10C, l'échangeur thermique compact 250
comprend une enveloppe 252
qui entoure complètement un élément actif d'échange 254. Cet élément actif 254
est constitué par
l'empilement d'un nombre relativement élevé Qusqu'à trente, par exemple) de
paires de plaques creuses 256
a-b, à la fois allongées, symétriques et communicantes. Selon la coupe 10C, la
section transversale de
l'élément actif 254 a la forme d'une colonne vertébrale de poisson, pourvue
d'arêtes creuses 256 a-b, obliques
~S et parallèles entre elles, qui se partagent un canal central commun 258.
L'épaisseur interne de ces arêtes
256, de leur écart de séparation 260 et de leur canal central commun 258 est
faible et sensiblement identique
(2 mm, par exemple). L'épaisseur des parois de l'élément actif 254 est mince
(0,5 mm, par exemple).
Chaque plaque creuse 256 a-b de fëlément actif 254 comporte une partie
centrale rectiligne dont la
longueur peut varier de 30 à 100 cm environ et la largeur de 5 à 15 cm
environ. Une plaque creuse 256a est
30 reliée à sa plaque symétrique 256b par deux raccords d'extrémités creux 262-
264, en forme de demi troncs
de cône. Les axes d'empilement de ces demi-troncs de cône coïncident avec les
axes des deux collecteurs
qui alimentent les différentes paires de plaques creuses empïlées 256 a-b et
ils aboutissent aux deux
tubulures de raccordement 266-268 de l'élément actif 254.
L'enveloppe 252 est représentée transparente pour les besoins du dessin de la
figure 10A. Elle est
35 formée de deux demi coquilles 251-253, à fonds respectivement convexe et
concave, assemblées d'une
manière étanche (soudure, collage ou joïnt d'étanchéité) par leurs rebords
d'assemblage 255 a-b et 257 a-b.
L'écart entre l'enveloppe 252 et les bords des plaques 256 de l'élément actif
254 est faible (de 1 mm, par
exemple) mais il est nul le long de la crête 270 de sa paroi convexe et le
long du creux 272 de sa paroi
concave. L'enveloppe 252 possède deux tubulures de raccordement coaxiales 274-
276 et deux ouvertures
40 latérales au travers desquelles passent les tubulures de raccordement 266-
268 de l'élément actif 254, les
bords de ces ouvertures étant soudés, collés ou assemblés avec joint
d'étanchéité, à l'emplanture de ces
deux tubulures 266-268.
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La figure 10D représente la coupe transversale de (ébauche thermo-soufflée
276, à partir de laquelle
l'élément actif d'échange thermique 254 a été fabriqué. Cette ébauche 276
comprend un empilement de
soufflets biconvexes relativement longs 278, pourvus de raccords d'extrémités
relativement courts (voir fig.
10A) en forme de demi troncs de cône symétriques. L'empilement des soufflets
278 est comparable à un
accordéon dont les soufflets auraient des crêfies arasées 280 et des fonds
étroits 282, avec des profondeurs
de soufflets suffisamment importantes devant le grand diamètre des demi-cônes
d'extrémités, pour permettre
à ces derniers de constituer des surfaces retournables, impliquant un flambage
de transition au cours de leur
retournement. La transformation de l'ébauche 276 en un élément actif 254 est
effectuée sous l'action d'une
force axiale de compression contrôlée. Cette force a pour effet d'amener
chacun des deux flancs symétriques
de chaque demi soufflet convexe à passer d'un état stable à un autre, en
devenant parallèle à l'un des deux
flancs symétriques de chaque demi soufflet concave qui lui est associé. Dans
le cas d'un élément actif en
verre, la transformation des soufflets de l'ébauche en plaquettes parallèles
se fera à une température
particulière donnant au verre utilisé une souplesse et une élasticité
adéquates. On notera que l'écrasement
des soufflets de telles ébauches en polymère ou en verre peut être fait sans
basculement de l'une des parois
des raccords creux d'extrémité et qu'un échangeur thermique monobloc efficace
est cependant réalisé,
comme çela est enseigné dans la demande PC'ï concernée, visée plus haut.
L'ébauche 276 permet de réaliser un élément actif d'ëchange thermique
classique. Pour un échangeur
thermique devant évaporer le liquide à distiller, en accord avec ladite
invention antérieure, les parois d'une
ébauche 276 en polymère sont pourvues d'un revêtement hydrophile mince 284, de
préférence préformé,
ayant par exemple 0,1 mm d'épaisseur. Dans ce cas, l'ébauche 276 sera, à
nouveau, fabriquée par thermo-
soufflage d'un manchon en polymère pâteux, de forme aplatie, produit par une
extrudeuse, puis introduit dans
un moule comportant de multiples rainures parallèles, préalablement garnies du
revêtement 284. Dans le cas
d'un élément actif en verre, le procédé pour fabriquer l'ébauche est
sensiblement identique à celui utilisé pour
les polymères. Pour ce qui concerne le traitement chimique destiné à dépolir,
pour les rendre mouillables, les
faces interne et externe d'un tel élément en verre, il sera effectué suivant
une technique parfaitement connue
des verriers. Aux revêtements 284 (ou aux faces dépolies) des paires de
plaques 254 de l'élément actif 250,
est associée une couche commune de tissu hydrophile 286, qui coiffe tous les
raccords d'extrémités hauts
262 de cet élément (il est vertical dans un alambic selon l'invention,). Cette
couche hydrophile commune 286
est destinée à répartir uniformément, sur les revêtements 284 des plaques 254,
le liquide à distiller qui sera
introduit dans l'enveloppe 252, à travers sa tubulure haute 274.
Les figures 11 et 12 concernent une forme de réalisation particulière d'un
module d'alambic à diffusion
de vapeur utilisant un gaz incondensable saturé en vapeur du liquide à
distiller comme fluide caloporteur et
des échangeurs thermiques de distillation compacts, du genre décrit aux
figures 10 A-B-C. La figure 11A est
une vue globale d'un tel module. La figure 11B représente les détails de ce
module et la figure 11C, une
coupe transversale de l'un des échangeurs thermiques utilisés. Quant aux
figures 12 A-B, elles représentent
les détails des canalisations et des raccordements des différents fluides qui
circulent dans l'alambic.
Selon les figures 11 A-B, l'alambic 290, présenté à titre d'exemple, est un
module comprenant tout
d'abord (1) huït échangeurs thermiques de distillation compacts, verticalement
disposés, 2921-a, destinés à
assurer une évaporation du liquide à distiller puis une condensation de sa
vapeur, et (2) un échangeur
thermique compact simple 294. Selon la figure 12C, qui est la coupe selon le
plan C-C de la figure 11 B,
(élément actif 2931-e de chaque échangeur compact 272~_a, comporte huit paires
de petites plaques creuses
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minces, solidaires, symétriques. Selon la figure 11 B, ces paires de plaques
sont pourvues d'un revêtement
hydrophile ou mouillable 284~-s et d'une coiffe en tissu hydrophile 286~.a,
assurant une répartition uniforme du
liquide à distiller sur tous les revêtements 284-s.
Dans cet exemple d'alambic 290, chaque plaque des huit paires symétriques d'un
élément actif 293~-a a
10 cm de large, 60 cm de long, 2 mm d'épaisseur interne, 0,5 mm d'épaisseur de
paroi, 0,1 mm de
revêtement et des écarts de séparation de 2 mm. La surtace de chaque élément
actif 293~-a est sensiblement
de 1 m2 et son volume total de 2,5 dm3. Le volume âctif V d'un module de huit
éléments est de 20 dm3 et sa
surface totale d'échange thermique, de 8 m2.
Selon la figure 12C, les huit éléments actifs 293~-s à diffusion de vapeur
sont regroupés dans un
enveloppe unique 296 mais ils pourraient tout aussi bien être isolés ou
regroupés deux par deux ou quatre par
quatre dans des enveloppes plus petites. Dans tous les cas, à chaque élément
actif 293~-s sont associées
deux portes coaxiales d'entrée 298~-a et de sortie 300-s, aménagées dans la
partie de l'enveloppe qui
l'entoure. Selon les figures 11B et 12A-B, chaque élément actif 2931-a à
diffusion de vapeur comporte, dans sa
partie supérieure, une porte d'entrée latérale 302~-s et, dans sa partie
inférieure, une porte de sortie latérale
304-s, diagonalement opposée à la précédente. De méme, (échangeur thermique
simple 294 comporte un
élément actif 295, pourvu de portes latérales d'entrée et de sortie 305-307 et
d'une enveloppe 308, pourvue
de deux portes coaxiales d'entrée et de sortie 310--312.
Au-dessus de l'alambic 290, est installé un réservoir d'eau de mer 314 relié,
par un tuyau 316a-b et un
robinet 317, à un conduit 318 qui traverse un tube 320, dans lequel débouchent
les huit portes de sortie 304~-s
des éléments actifs 293~.s à diffusion de vapeur et la porte de sortie 307 de
(élément actif 295 de (échangeur
thermique simple 294. Le conduit 318 est relié à l'entrée de l'enveloppe 322
d'un échangeur thermique à
contre-courant 324 et la sortie de cette enveloppe est reliée, par un tuyau
319, à une antichambre 326,
précédant la porte d'entrée 310 de l'enveloppe 308 de l'échangeur compact
simple 294. Cet échangeur 324
fait l'objet, sur la figure 11 B, d'une représentation symbolique mais, sur la
figure 12, sa représentation est plus
conforme à la réalité. Cet échangeur thermique 324 est du genre compact et il
comporte un élément actif 328,
dont la coupe transversale est représentée à la figure 11C. La fonction de cet
élément 328 sera précisée ci-
après. L'eau de mer qui sort de l'échangeur 324 traverse l'échangeur thermique
294 puis en sort, par sa porte
de sortie 312, pour pénétrer dans une chaudière 332.
Selon la figure 12A, la chaudière 332 comporte une pièce d'entrée 334,
prolongée par un tube de
chauffe 336, lui-même traversé par un radiateur tubulaire 338. Ce radiateur
338 possède une entrée 340 et
une sortie 342, toutes deux extérieures à la chaudière 332, et il est adapté à
être parcouru sans dommages
par un fluide de chauffage approprié (gaz ou liquide chaud de 105 à
120°C). A cet effet, le radiateur 338
pourra étre réalisé en un métal, adapté à résister à la corrosion éventuelle
du gaz de chauffage utilisé, ou en
un polymère ayant une bonne tenue mécanique à la température du liquide chaud.
Le tube de chauffe 336
comporte à son extrémité aval (1) une cloison 344, traversée par le radiateur
tubulaire 338, (2) dans la partie
supérieure de cette cloison 344, un ou plusieurs orifices calibrés 346,
adaptés à engendrer un ou plusieurs
jets de vapeur 347, lorsque l'eau de mer bout dans ce tube de chauffe 336 et
(3) dans la partie inférieure de
ce méme tube 336, un ou plusieurs trous associés à un ou des tuyaux courts
348, à section calibrée, adaptés
à assurer un soutirage approprié de cette eau.
La chaudière 332 est enfermée dans un conduit cylindrique allongé 350, à
section circulaire, disposé à
l'horizontale et, dans la partie inférieure de ce conduit, débouchent les
portes de sortie 312 et 300~-s des
enveloppes 308 et 296 des échangeurs thermiques 294 et 2921-s. La pièce
d'entrée 334 de cette chaudière
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occupe l'extrémité amont du conduit 350 et elle comporte, peu après la porte
de sortie 312 de (enveloppe 308
de l'échangeur 294, une cloison épaisse 352, percée en son centre d'une
ouverture en tronc de cône 354,
occupée par un obturateur 356 à profil identique, adapté à progressivement
fermer cette ouverture lorsqu'il est
tiré vers le haut. L'obturateur 356 est relié à un flotteur 358 par deux tiges
de liaison 359a-b, entre lesquelles
passe l'extrémité aval d'un radiateur tubulaire 338. Lorsque Peau de mer
atteint un niveau approprié dans la
pièce d'entrée 334 et dans le tube de chauffe 336 de la chaudière 332, le
flotteur 358 amène l'obturateur à
pointeau 356 à complètement fermer l'ouverture d'entrée 354 de la chaudière,
laquelle opère ainsi à un niveau
d'eau de mer constant, situé au-dessus du radiateur tubulaire 338. Dans la
partie basse du conduit 350, sous
le tube de chauffe 336 de la chaudière 332, est installée une chambre 360 de
surchauffe et de sursaturation
du gaz caloporteur, occupée par un plateau étroit et légèrement creux,
recouvert de plusieurs couches de
tissu hydrophile 361. L'eau de mer sortant du tube de chauffe 336 de la
chaudière 332 par le tuyau calibré de
soutirage 348, se déverse sur l'extrémité aval du plateau et imbibe la
totalité du tissu hydrophile 361. A son
tour, ce plateau est percé de huit trous calibrés, situés juste au-dessus des
huit portes de sortie 300~-a de
l'enveloppe 296 des éléments actifs 293~-a à diffusion de vapeur. Une mèche
et/ou un tuyau 362-a, engagés
dans chacun des trous du plateau et dans chacune des portes de sortie 300~-s
de (enveloppe 296, établissent
une liaison entre le revétement hydrophile 361 du plateau et la coiffe
hydrophile 286~-s des raccords
d'extrémités 274 (voir fig.10A) des éléments actifs 293~-s .
Le conduit cylindrique horizontal 350, entourant le tube de chauffe 336 de la
chaudière 332, est relié
par un tube coudé 364 à un autre conduit cylindrique horizontal 366. Dans ce
conduit 366, débouchent les
portes d'entrée 302~-a des éléments actifs à diffusion de vapeur 293~-s et la
porte d'entrée 305 de l'élément
actif 295 de (échangeur thermique simple 294, cependant que les portes de
sortie 304-8 et 307 de ces
mêmes éléments actifs débouchent dans le conduit 320. Ce conduit 320 est relié
par un tuyau coudé 368 à un
autre conduit cylindrique horizontal 370, dans lequel débouchent les portes
d'entrée 298~-a de l'enveloppe 296
des éléments actifs 293-s. Le conduit 370 comporte, à son extrémité aval, une
cloison 371 qui le sépare de
l'anti-chambre 330 de (enveloppe 308 de l'échangeur thermique simple 294, la
paroi extérieure de cette anti-
chambre prolongeant celle du conduit 370.
Au fond 372 du conduit horizontal 320, s'accumule l'eau distillée qui s'écoule
des portes de sortie 304~-~
et 307 des éléments actifs 293~-s et 295 et celle qui s'est condensée sur la
paroi extérieure du tuyau 318
parcouru par l'eau de mer froide. Sur le fond 374 du conduit horizontal 370,
s'accumule la saumure qui
s'écoule des portes d'entrée de gaz caloporteur 298~-s de l'enveloppe 296. Ce
fond 372 est relié à l'entrée de
l'élément actif 328 de l'échangeur 324 (voir fig.12B), par un tuyau 376. La
sortie de cet élément actif 328
débouche sur un tuyau 378 et une gouttière d'évacuation 379 de l'eau distillée
cependant que la saumure
accumulée au fond 374 du conduit 370 s'évacue par un tuyau 380 et une
gouttière 381.
Grâce aux formes de réalisation données à l'alambic selon l'invention et aux
chaudières susceptibles
de l'alimenter, dëcrites aux figures 11 et 12 commentées ci-dessus, on dispose
d'appareils de distillation, à
diffusion de vapeur et à gaz caloporteur, particulièrement intéressants. Le
fonctionnement général de
l'alambic, décrit aux figures 11-12, est identique à celui de l'alambic, selon
la troisième forme de réalisation de
l'invention, décrit à la figure 5, qui a été précisé plus haut. Les N plaques
creuses 54 de distillation sont
remplacées par les huit échangeurs compacts à diffusion de vapeur 292 et les n
plaques auxiliaires de
réchauffage, représentées par le tuyau 66, remplacées par l'échangeur
thermique simple 294. L'élément actif
84, traversé par de l'eau froide à distiller, de l'échangeur thermique 80,
remplacé par le conduit 318 traversé
de même, l'enveloppe 82 étant remplacée par le tube horizontal 320 et
l'échangeur 88 est remplacé par
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(échangeur 324. La gouttière 379 d'évacuation de l'eau distillée, accumulée au
fond 372 du tube 320, qui
s'est condensée dans les échangeurs 292~-a et 294 et dans le tube 320, et qui
sort de (élément actif 328,
remplace la gouttière 116 dans laquelle se déverse l'eau distillée collectée
en sortie des (N+n) plaques 54, 63-
66, au fond de (enveloppe 82 et en sortie de (élément actif 114. Mais fintérét
économique de cette seconde
façon de réaliser un alambic à diffusion de vapeur et gaz caloporteur
perfectionné selon présente invention,
est en revanche très supérieur à la première, représentée à la figure 5. Le
premier volet de cette supériorité
vient de la forme donnée aux échangeurs thermiques utilisés et le second, des
moyens mis en oeuvre pour
faire circuler le gaz caloporteur dans ces êchangeurs.
On notera que l'échangeur thermique 80 ou celui constitué par le tube 318 et
son enveloppe 320 est un
composant essentiel de l'alambic à diffusion de vapeur et gaz caloporteur,
selon la présente invention. Sa
fonction est d'abaisser de plusieurs dizaines de degrés la température du gaz
caloporteur sortant des plaques
creuses, avant de le faire entrer dans les espaces inter-plaques. Cela, afin
d'avoir à l'entrée des espaces
inter-plaques, un écart local dH de flux d'enthalpie sensiblement égal à celui
engendré par la source chaude
entre la sortie de ces espaces et les entrées des plaques creuses, compte-tenu
de la très grande différence
qui existe entre les capacités calorifiques apparentes Cp de l'air saturé aux
températures concernées. En
revanche, il apparaît que les échangeurs thermiques 88 et 324 ont pour objet
de récupérer l'énergie thermi-
que de l'eau distillée à évacuer, afin d'améliorer au mieux le CoP de
l'alambic. En effet, le liquide à distiller,
entrant dans les espaces inter-plaques des échangeurs thermiques compacts 294,
sort d'un ou de plusieurs
autres ëchangeurs thermiques 324 du méme genre, disposés entre la ou les
sorties des échangeurs
thermiques 292-294 et les moyens de collecte 376 des liquides distillés qui se
condensent sur les faces
internes des éléments actifs des échangeurs thermiques 292 et 294 et sur les
parois du conduit 318 de
l'échangeur thermique 318-320 ou de ses équivalents 250. La suppression de ces
échangeurs 88 et 324,
dans le cas d'une énergie thermique bon marché, n'aurait guère d'importance.
II en est pratiquement de
même pour ies n plaques creuses auxiliaires, représentées par le tuyau 66 et
son enveloppe 63, ou par
l'échangeur 294, réalisant un échangeur thermique complémentaire entre le gaz
caloporteur chaud saturé et
le liquide à distiller, avant que celui-ci entre dans la chambre de chauffe de
la chaudière 120 ou 332.
Aux avantages imputables aux seuls échangeurs compacts utilisés dans le second
alambic, on ajoutera
l'emploi d'un ou de plusieurs simples jets de vapeur pour faire circuler le
gaz caloporteur. Ces jets de vapeur
347, sont adaptés à réchauffer jusqu'à une température T~ optimale ou
simplement efficace et à sursaturer le
courant d'air caloporteur, qui quitte l'aval du tapis spongieux 361 imbibé
d'eau très chaude. En outre ces jets
de vapeur fournissent à ce courant d'air, par échange de quantités de
mouvement, une pression suffisante,
pour le faire pénétrer par le haut et descendre à l'intérieur des éléments
actifs 293 des échangeurs 292 et
ainsi lui faire parcourir, à l'encontre de la convection naturelle, un circuit
bouclé sur lui-méme, à travers les
plaques creuses 256 des éléments actifs 293 et leurs espaces inter-plaques
260. A titre d'exemple, une telle
quantitë de mouvement, susceptible de propulser un courant d'air chaud de haut
en bas de plaques creuses
minces puis ce même courant refroidi de bas en haut d'espaces inter-plaques
étroïts, en surmontant les
différentes pertes de charge subies, au cours d'un tel trajet en boucle
fermée, pourra étre obtenue en portant
à 102°C l'eau de mer dans le tube de chauffe 336, ce qui engendrera un
ou des jets de vapeur, relativement
puissants, à 80 millibars de surpression, éjectés à 150 mls. De tels jets de
vapeur permettent de surmonter la
convection naturelle et aussi de supprimer le ventilateur 92, prévu à cet
effet dans l'alambic de la figure 5. Ce
qui a pour conséquence, de diminuer encore le montant de l'investissement à
réaliser et de simplifier
notablement l'exploitation de l'équipement.
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On notera les avantages couplés, apportés par la présence (1) du flotteur lié
à (obturateur à pointeau
installé à (entrée du tube de chauffe de la chaudière représentée à la figure
12A et (2) des deux groupes de
trous calibrés de sortie, haut et bas respectivement, pratiqués à la sortie de
ce tube de chauffe, pour
permettre la production de jets de vapeur et le soutirage de l'eau chaude.
Grâce à ces composants de la
chaudière, on dispose d'un tube de chauffe à niveau, pression et débit
constants. En effet, il est possible, au
moyen d'un courant d'un fluide de chauffage quelconque, gaz ou liquide,
suffisamment chaud, de porter Peau
de mer à distiller, contenue dans ce tube de chauffe, à une température
supérieure à sa température
d'ébullition et ainsi de créer, au-dessus du niveau d'eau, de la vapeur en
surpression. L'amplitude de cette
surpression est déterminée par la puissance de chauffe utilisée. Le tube de
chauffe 336 et le radiateur
tubulaire 338 constituent un échangeur thermique pour fluides confinés
circulant à contre-courant. Les carac-
téristiques de cet échangeur (matériaux, diamètres et longueurs du tube de
chauffe et du radiateur tubulaire),
seront déterminés en fonction des résultats à obtenir, compte-tenu des
caractéristiques respectives (natures,
débits, températures, capacités calorifiques) du fluide de chauffage
disponible et du liquïde à distiller. Une telle
production de vapeur sera obtenue, par exemple, grâce à un radiateur tubulaire
en acier inoxydable adéquat,
susceptible de résister aux différents composants des gaz d'échappement à
300°C d'un moteur Diesel. Dans
le cas où le fluide caloporteur à utiliser serait le liquide refroidissement
(à environ 110°C) d'un moteur
thermique, le matériau utilisé pourra être le même pour les deux, (un polymère
mécaniquement stable à ces
températures, par exemple). II en serait de même si le liquide de chauffage du
radiateur tubulaire était de
l'huile thermique (de genre ESSO 500, par exemple) chauffée le jour par une
chaudière solaire appropriée,
équipée d'un réflecteur cylindrico-parabolique, et stockée jour et nuit à
haute température (120 ou 130°C, par
exemple) et à pression atmosphérique, dans un réservoir calorifugé.
Lorsque la chaudière est arrêtée, la pression totale au-dessus du niveau d'eau
dans le tube de chauffe
est égale à la pression extérieure et le débit d'eau, à travers les tubes de
soutirage, est pratiquement nul.
Lorsque la chaudière est en marche et qu'une température d'équilibre est
atteinte (102°C, par exemple), la
surpression au-dessus du niveau d'eau est de 80 millibars et les débits d'eau
et de vapeur sont à leurs valeurs
nominales. La transition entre ces deux états est très courte puisque seule la
quantité d'eau présente dans le
tube de chauffe est à chauffer. Toute variation de la puissance de chauffe
entraîne une variation de la
température de l'eau et de la pression d'équilibre de la vapeur dans le tube
de chauffe. En conséquence, toute
augmentation de ia puissance de la puissance de chauffe se traduit par une
augmentation simultanée du débit
de vapeur et du débit d'eau à évaporer dans l'alambic, lequel peut, de ce
fait, ne comporter qu'une seule
commande et donc rendre inutile le robïnet de réglage du débit d'eau salée
entrant.
Sur la figure 5, la forme de réalisation de la chaudière 120 n'a pas été
précisée. En pratique, il est
possible d'utiliser l'une ou l'autre des chaudières décrites aux figures 11 et
12. On notera que la température
de l'eau qu'elle fournit est inférieure à sa température d'ébullition. En
l'absence de vapeur en surpression, le
jet de vapeur 347, utilisé sur la figure 12 pour faire circuler le gaz
caloporteur, ne peut donc ëtre créé par la
chaudière 120. En conséquence, un propulseur mécanique, un ventilateur 92,
doit être utilisé pour faire
circuler ce gaz. Le cas d'une chaudière incapable de produire de la vapeur en
surpression est, par exemple,
celui d'une chaudière solaire sans réflecteur.
La figure 13 représente la vue en perspective d'un alambic à diffusion de
vapeur et à gaz caloporteur
circulant par convexion naturelle, dont le bloc de distillation est un
ensemble de plaques creuses minces,
planes et souples, d'un modèle particulièrement bien adapté à ce type
d'alambic. En fait, cette figure 13
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précise les détails de réalisation d'un alambic selon la figure 6, dans lequel
la chaudière solaire est remplacée
par un tube de chauffage.
Selon la figure 13, apparaissent six plaques creuses minces 4001.x. qui
représentent symboliquement
un bloc de distillation constitué par un grand nombre de ces mêmes plaques
(plusieurs centaines ou méme
plusieurs milliers, le cas échéant) que fon peut insfialler sur un châssis
(non représenté) monté dans une
chambre de traitement calorifugée 401. Cette chambre 401, comme la chambre 48'
de la figure 6, comporte
trois étages ayant approximativement la même hauteur : un étage inférieur pour
la cheminée basse, un étage
central pour le bloc de distillation et un étage supérieur pour la cheminée
haute. Sur la figure 13, pour faciliter
la description et simplifier le dessin, plusieurs parois de cette chambre 401
sont représentées par leurs
t0 contours seulement.
A titre d'exemple non limitatif, chaque plaque creuse 400 mesure 40 cm de
large, 50~cm de haut et 2
mm d'épaisseur interne. D'une manière générale toutefois, de telles plaques
creuses planes, souples et
minces, pourront avoir une surface maximale par face d'environ 1 m2, une
largeur maximale d'environ 80 cm
et au plus 5 mm d'épaisseur interne. Chaque plaque 400 est formée à partir
d'une nappe fine 402~-s en
polymère (notamment en polypropylène) ayant une bonne tenue mécanique à la
température maximale (au
plus 90°C) du gaz caloporteur. Cette nappe, identique à celle utilisée
pour réaliser les grandes plaques 140 de
la figure 7, a une épaisseur d'à peu près 100 à 250 microns et elle est
pourvue d'un revêtement hydrophile ou
mouillable d'à peu près 50 à 150 microns d'épaisseur. Sur la figure 13, chaque
nappe 402~-s apparaît pliée en
deux, portée par une tringle de suspension 404-s, revêtement à l'extérieur.
Les tringles 404~-s sont en
polymère, avec un bord supérieur arrondi, et elles ont 2 mm d'épaisseur, 4 cm
de large et 50 cm de long. Au
moyen d'une ou plusieurs lignes de soudure longitudinales, la partie
supérieure de chaque nappe 402~~ est
soudée à sa tringle de suspension 404~-s et sa partie inférieure, soudée de
mëme à une barre de tension 406~-
s. Les tringles 404,-s et les barres 406~-s sont en polymère identique à celui
de la nappe et elles ont toutes 2
mm d'épaisseur et de 50 cm de long. Les barres de tension 406 comportent à
leurs extrémités des appuis
408a-b à bords supérieurs coplanaires. Entre ces deux appuis, au travers de
l'arraché 405, pratiqué sur le pan
avant de la nappe 402, apparaît la barre de tension 406 qui présente un bord
inférieur oblique 410, raccordé
en biais à l'extrémité de cette barre. En bas du bord oblique 410, est aménagé
dans l'épaisseur de chaque
barre de tension 406, un point 412 de soutirage de l'eau distillée produite,
constitué par une entaille
transversale, profonde de 1 mm et large de 3 mm, le cas échéant, remplacée ou
occupée par une mèche
plate. Le bord supérieur de chaque barre de tension 406 est en forme de V très
ouvert, calé sur l'entaille 412.
Les pans des nappes 402~-s débordent leurs barres de tension 406-x. Ces pans
sont relevés et les plis formés
en biais, puis écrasés et maintenus en place par tout moyen approprié,
notamment des points de couture. De
la sorte, sont constitués pour chaque plaque creuse 400, deux conduits plats
414, inclinés, parallèles et
contigus, permettant de collecter la saumure produite par chaque plaque creuse
de l'alambic. Sous les
conduits plats 414 et à l'aplomb des points de soutirage 412 de l'ensemble de
plaques creuses 400 ainsi
formé, est installée une gouttière unique 416 de collecte de l'eau distillée
chaude produite.
La saumure collectée par les conduits plats 414 se déverse dans une gouttière
418 pourvue de becs
verseurs 420a-b, disposés au-dessus d'un tube de chauffage 422, recouvert d'un
tapis hydrophile mince 424,
à pans dégagés. La longueur de ce tube de chauffage 422 correspond à celle de
l'ensemble de plaques
creuses minces 400-s, juxtaposées avec des espaces inter-plaques 4032-s de
même épaisseur. Le tube de
chauffage 422 est alimenté en fluide de chauffage par un tuyau 423, ce fluide
étant susceptible de porter la
température de la saumure qui imprègne le tapis 424, à une température
maximale de 95°C environ. Le tube
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422 est installé dans la cheminée basse 426 de l'alambic. Cette cheminée 426
est constituée entre un épais
panneau d'isolant thermique 428 qui divise en deux parties communicantes
l'étage inférieur de la chambre de
traitement 401. Ce panneau 428 forme, avec les panneaux semblables, tel 430
(seul représenté), qui
constituent le calorifugeage des parois transversales de (étage inférieur de
la chambre de traitement 401,
d'une part, la partie inoccupée 432, à paroi plane 433, de cet étage inférieur
et, d'autre part, la cheminée
basse 426, à paroi courbe 427. A (aplomb du tube de chauffage 422, est disposé
un réservoir 434 dans lequel
aboutit la saumure qui s'écoule chaude du tapis 424 recouvrant ce tube
chauffant 422. Les plaques creuses
400 sont pourvues d'une cheminée haute 436, constituée de la même façon que la
cheminée basse 426.
Cette cheminée haute 436 débouche sur un passage 435, formé entre un bloc
d'isolant thermique 437 et la
paroi supérieure 439 de la chambre de traitement 401. Dans ce passage 435,
sont installés un ou plusieurs
éléments actifs monoblocs d'échange thermique 438, parcourus, à contre-courant
de Pair qui circule autour,
par l'eau de mer à distiller qui entre dans l'alambic par un tuyau 440 et en
sort par un tuyau 442. A titre
d'exemple, un tel ensemble d'échange thermique 438, possède une capacité
d'échange air/eau d'environ 170
Wattsl°C et, à cet effet, il comprend trente quatre soufflets de 15 cm
de long et 5 cm de large, avec des
épaisseurs internes de plaques creuses et d'espaces inter-plaques de 2 mm. Au-
delà de l'espace occupé par
ces éléments 438, apparaît la partie inoccupée 443 de l'étage supérieur de la
chambre de traitement 401. Au-
dessus des plaques creuses 400, est transversalement installé un dispositif
allongé 444 (boîte ouverte
représentée ou tube sous légère pression) de distribution de Peau de mer tiède
amenée par le tuyau 442. Le
fond du distributeur 444 comporte deux rangées de trous, percés au pas
d'assemblage des plaques et
traversés par des mèches (non représentées) étalées et fixées par quelques
pinces, sur le haut du revêtement
hydrophile de ces plaques.
Les tringles de suspension 404~-s des plaques creuses 400~-s sont posées sur
deux poutres horizon-
tales parallèles, faisant partie du châssis installé dans la chambre de
traitement calorifugée 401, et les barres
de tension 406 de ces plaques, sous deux poutres horizontales de réglage de
tension, semblables et
parallèles aux précédentes, reliées au châssis par des ressorts. La hauteur
des plaques creuses 400
détermine la distance entre ces poutres et celle-ci est fixée une fois pour
toutes. Ces poutres, ce châssis et
ces ressorts sont des composants banals qui ne sont pas représentés, pour ne
pas surcharger la figure.
Compte-tenu de l'élasticité de chacune des nappes 402 et de la raideur des
ressorts solidaires des deux
poutres basses, la force de tension individuelle de chaque nappe, est de 200 à
400 grammes environ, en
fonction de l'épaisseur de paroi et de la hauteur des nappes.
A une distance de 5 cm de l'une des extrémités de chacune des tringles 404,
une entretoise courte 448
lui est fixée en équerre. Cette entretoise 448, qui mesure 22 cm de long, 2 cm
de large et 2 mm d'ëpaisseur,
est libre entre les deux pans de la nappe repliée 402, son bord extérieur
coïncidant avec les bords extérieurs
de ces deux pans. De même, à 5 cm de l'extrémité opposée de chacune des barres
de tension 406, est égale-
ment fixée en équerre, dans les mêmes conditions, une autre entretoise courte
450, visible à travers l'arraché
451, identique à 448. De la sorte, à la base et au sommet des nappes 402-s,
repliées sur leurs tringles de
suspension 4041-s, sont aménagées deux ouvertures diagonalement opposées 452~-
s et 454-s, de 20 cm de
haut et de 2 mm de large, qui constituent les entrées et les sorties des
plaques creuses 400~~s. Ces entrëes et
ces sortïes demeurent constamment bien ouvertes et les épaisseurs internes de
ces plaques à peu près
constantes, du fait des tensions uniformément engendrées dans les pans libres
des nappes, par les ressorts
solidaires des poutres en appui sur leurs barres de tension et du fait d'un
collage complémentaire des bords
des ouvertures sur les entretoises longues 456, décrites ci-après.
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Les plaques creuses 400~~s sont séparées les unes des autres ou des deux
panneaux d'assemblage et
de maintien visés ci-après, par des espaces libres 403-~, chacun de ces
espaces étant bordé par une paire
d'entretoises longues, telle 456x, de 2 mm d'épaisseur et 2 cm de large, en
appui sur tes deux poutres du
châssis. Les entrées, telle 457x, de ces espaces inter-plaques 403 sont
visibles sur la figure 13 cependant que
leurs sorties sont cachées. L'ensemble formé, par les plaques creuses 400~-s
ainsi suspendues et tendues,
par les espaces inter-plaques 4032-s et par tes deux espaces libres
d'extrémités, bordés pas des entretoises
longues, telles 4562 et 456, est assemblé par deux panneaux rigides (non
représentés) reliés au moyen de
tirants de serrage. De la sorte, les tringles de suspension 404, les
entretoises courtes 448-450, les entretoises
longues 456 et les barres de tension 406 pincent fortement les nappes 402 qui
constituent les plaques
0 creuses 400, leurs espaces inter-plaques 403 et les deux espaces libres
d'extrémité. Dans ces conditions, un
bloc de distillation est constitué qui présente une étanchéité latérale tout à
fait suffisante, autour des entrées
452 et des sorties 454 des plaques creuses de distillation 400 et, dans le cas
des espaces inter-plaques 403,
de part et d'autre de leurs entrées 457 et de leurs sorties.
Les flèches 460, 462 et 464 représentent le courant d'air ascendant dans les
trois étages de la
LS chambre de traitement 401, à savoir dans la cheminée basse 426, à
l'intérieur des plaques creuses 400 et
dans la cheminée haute 436. La flèche 466 représente le courant d'air le long
des parois de (élément actif
monobloc d'échange thermique 438 et la flèche 468, ce courant dans l'espace
collecteur 443 de t'étage
supérieur de la chambre de traitement. La flèche 470, visible au Travers de
l'an-aché 472, pratiqué dans le pan
arrière de la nappe 402, représente le courant d'air descendant dans les
espaces inter-plaques 403. Quant
0 aux flèches 474, elles représentent les courants d'air sortant de ces
espaces inter-plaques 403 et pénétrant
dans (espace collecteur 432 de l'étage inférïeur de la chambre de traitement.
La flèche 476 représente le
courant d'air qui pénètre dans la cheminée basse 426 de la chambre 401. Les
flèches 478, 479, 4.80
représentent le courant d'eau de mer à distiller qui entre, traverse et sort
de l'élément actif d'échange
thermique 438.
25 Grâce à ces dispositions, cet alambic selon ta figure 13, à diffusion de
vapeur et à gaz incondensable
caloporteur, circulant par convexion naturelle, fonctionne exactement dans les
mêmes conditions que
(alambic de la figure 6. En outre, avec le nouveau modèle de plaque creuse,
plane, mince et souple, utilisé,
on retrouve en mieux tous les avantages fonctionnels de l'échangeur thermique
monobloc de distillation, selon
la présente invention, référencé 250 sur la figure 10A. En effet, un ensemble
de plaques creuses 400 possède
30 la même surface d'échange thermique de distillation par volume unitaire,
soit 400 m2 par mètre cube, qu'un
ensemble d'échangeurs monoblocs de distillation, mais en plus l'épaisseur des
parois de ces plaques et de
leur revêtement hydrophile est plus de trois fois inférieure à celle de ces
échangeurs (0,15 au lieu de 0,50
mm). Ce qui améliore considérablement le rapport Q/V à prendre en compte, dans
le calcul du CEE de
l'alambic, lequel atteint alors la valeur élevée 297 indiquée plus haut . De
plus, si Ton compare le prix de
35 fabrication du composant principal de ce nouveau modèle de plaques creuses
400, (à savoir, la nappe fine
402, sa tringle de suspension 404, sa barre de tension 406 et ses entretoises
450) à celui d'une grande
plaque souple 140 de (a figure 7 ou même à l'élément actif monobloc d'un
échangeur thermique rigide de
distillation 250, rapporté à la même surface d'échange, on constate que ce
prix est remarquablement bas
(moins de 1 ~, pour une plaque de 50 dm2) et plusieurs fois inférieur à celui
des deux autres modèles.
40 En outre, on remarquera qu'il est relativement aisé d'éviter tout
gonflement, dommageable pour (effica-
cité de l'alambic, des parois planes et tendues des plaques creuses, souples
et minces, 400, en choisissant
convenablement, d'une part, les hauteurs des plaques creuses et des cheminées
basse et haute de l'alambic,
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et d'autre part, (épaisseur de ces parois et leur raideur aux températures
concernées en fonction du polymère
utilisé. Ce double choix a pour objet de faire en sorte que la différence
entre les pressions dynamiques des
courants d'air ascendant dans ces plaques creuses et descendant dans leurs
espaces inter-plaques, circulant
en circuit fermé, soit pratiquement négligeable (de (ordre de 1 Pascal) devant
la tension mécanique appliquée
aux nappes constituant les parois de ces plaques.
Pour que le CoP global d'un tel alambic soit amélioré, il est intéressant
d'ajouter au bloc de distillation,
formé par les plaques creuses de distillation 400-s, un bloc de récupération
de la chaleur des liquides distillé
et concentré chauds, produits par cet alambic. Ce bloc de récupération
thermique comprend deux groupes de
plaques creuses auxiliaires minces, pourvues de revêtements hydrophiles,
installées à la verticale. La surface
totale des plaques auxiliaires d'un bloc de récupération thermique est
d'environ dix fois inférieure à celle des
plaques du bloc de distillation auquel il est associé. Ce rapport est une
fonction inverse du coefficient
d'efficacité de (échange thermique réalisé par ces plaques auxiliaires. Ces
plaques auxiliaires sont rigides et
adaptées à supporter sans déformation les pressions hydrostatiques des
liquides distillé et concentré qui
doivent y circuler. A titre d'exemple, ce sont des panneaux alvéolaires
rigides, du genre décrit plus haut à titre
de variante des panneaux souples 140-s de la figure 7, pourvus de rondelles de
raccordement 172 et 174.
Ces rondelles forment des tranches de conduit d'alimentation, assemblées par
des tirants tels que celui
référencé 186 sur la figure 8. L'extrémité 184 du conduit bas d'alimentation
de chaque groupe de plaques
auxiliaires constitue (entrée de ce groupe, reliée au tuyau d'aspiration d'un
siphon, et l'extrémité de son
conduit haut, la sortie de ce groupe reliée au tuyau d'évacuation de ce
siphon. Le bloc de récupération
thermique formé par ces deux groupes de plaques auxiliaires et par les tuyaux
de leurs siphons ne sont pas
représentés, pour ne pas surcharger le dessin et parce que ces tuyaux sont des
composants banals, ajoutés à
des composants originaux, parfaitement décrits et représentés par ailleurs.
Les plaques creuses de ce bloc de
récupération thermique ont mêmes longueur et largeur que les plaques creuses
du bloc de distillation, et elles
possèdent également des espaces inter-plaques à bords latéraux, rendus
étanches par des entretoises. Ces
deux blocs sont accolés et leurs composants sont enserrés et pincés par des
panneaux rigides d'extrémité,
reliés ensemble par des tirants d'assemblage.
De Peau de mer, de préférence à température aussi basse que possible (par
exemple, refroidie par des
moyens naturels ou, à défaut, à T~~ plutôt qu'à Tue), est répandue sur les
revêtements des deux groupes de
plaques creuses auxiliaires et, une partie du courant d'air à la température
Ta circule de haut en bas le long de
ces revétements. Les deux tuyaux d'aspiration des siphons, plongent
respectivement dans la gouttière 416 de
collecte de l'eau distillée et dans le réservoir 434 de collecte de la saumure
concentrée et ils sont raccordés
aux entrées des deux groupes de plaques du bloc de récupération thermique. Les
deux tuyaux d'évacuation
de ces siphons, sont reliés aux sorties de ces plaques creuses auxiliaires et
ces tuyaux d'évacuation
débouchent à bonne distance en dess6us des niveaux de la gouttière 416 pour
l'un et du réservoir 434 pour
(autre. Les liquides chauds qui circulent de bas en haut dans ces plaques
creuses auxiliaires provoquent
l'évaporation d'une partie de l'eau de mer répandue sur leurs revêtements. Les
courants d'air refroidi qui
circulent de haut en bas le long de ces revétements emportent la vapeur ainsi
produite et, à cette occasion, se
réchauffent et se saturent. Les deux courants d'air chaud saturé, qui sortent
des espaces inter-plaques de ces
deux groupes de plaques creuses de récupération thermique, sont ajoutés à ceux
qui sortent des espaces
inter-plaques des plaques creuses de distillation. Le mélange est ensuite
réchauffé et sursaturé et il prend la
température T~. Dans ces conditions, les températures des liquides distillé et
concentré évacués sont
relativement basses, de l'ordre de 40°C, soit 15°C au-dessus de
la température usuelle Tu du liquide à
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distiller. Dans le cas usuel où les quantités d'eau distillée et de saumure
produites sont égales, cela a pour
résultat d'amener le CoP général de (alambic à s'élever jusqu'à 20.
En conséquence de tout ce qui vient d'étre dit, un alambic solaire familial à
air chaud saturé circulant
S par convection naturelle qui comprend (1) une chaudière solaire ayant 1 m2
de serre, laquelle produit 7 kWh
thermiques par jour, (chaudière 120' de la fig.6) installée en lieu et place
du tube de chauffage 422 de la
fig.13, (2) un bloc de distillation feuilleté, formé de 100 plaques creuses
minces, souples et planes, (plaques
400 de 20 dm2 par face et un pas de 4,5 mm) et (3) un bloc de récupération
thermique formé d'une dizaine de
plaques creuses auxiliaires, peut assurer une production de 200 litres d'eau
distillée par jour. Avec un petit
0 brûleur à gaz de 35 kW, associé à un ou plusieurs tubes de chauffage
appropriés 422, installés entre deux
ensembles symétriques de blocs de distillation et de récupération thermique,
chaque bloc comprenant 500
plaques creuses de distillation et 50 de récupération, identiques ou
semblables aux plaques 400 de la fig.13
(chacune de 1 dm3 de volume actif), on peut construire un alambic pour petites
collectivités qui aura (avec un
CoP de 20) une production d'eau distillée d'environ 20 m3 par jour. Une
production identique d'eau distillée
peut ëtre fournie par un alambic pourvu, d'une part, d'un bloc de distillation
de 2.000 plaques creuses planes
tendues, de 1 m2 de surface par face, un pas de 4,5 mm et 10 m3 de volume
actif total et, d'autre part, d'une
chaudière solaire équipée d'une serre de 100 mètres carrés, produisant environ
700 kWh par jour. Avec ce
dernier bloc de distillation, il est possible de construire un alambic,
associé à une chaudière moyenne de 350
kW, qui produit environ 200 m3four. Une telle chaudière pourra étre
l'échangeur thermique de refroidissement
>.0 du moteur Diesel d'une petite centrale électrique ou d'un navire. Une
production d'eau douce de quelques
milliers de m3/jour est possible avec un alambic à air chaud saturé, circulant
par convection naturelle,
comprenant une chaudière de quelques dizaines de MW, alimentant en parallèle
les tubes de chauffage de
plusieurs blocs de distillation, au volume actif total de quelques centaines
de mètres cubes, pourvus d'autant
de blocs de récupération thermique ayant quelques dizaines de mètres cubes de
volume actif.
'S
L'invention n'est pas limitée aux formes de réalisation décrites.
L'efficacité des alambics selon l'invention découle de l'utilisation maximale
de la chaleur qui leur est
fournie, ce qui impose, en préalable, un calorifugeage optimal de leur chambre
de traitement. Dans le cas des
30 alambics solaires, nécessairement installés en plein air, un tel
calorifugeage sera généralement réalisé sur
place, au moyen d'une construction locale (en pisé, par exemple). Dans ce cas,
la paroi extérieure de
l'alambic sera un panneau peu épais, délimitant l'enceinte relativement
étanche de l'alambic.
Au cas où l'alambic à diffusion de vapeur et contre-courant d'eau, selon la
figure 3, ne pourrait pas,
pour des raisons pratiques d'installation, fonctionner par thermosiphon, une
pompe sera utilisée pour assurer
35 la circulation du liquide caloporteur.
L'échangeur thermique 80 constitué par les conduits coaxiaux 318 et 320 de la
figure 12B peut être
remplacé par un échangeur thermique monobloc simple 250 ou 438.
Les plaques creuses planes 400, minces et souples, à parois tendues, de la
figure 13, peuvent bien
évidemment être utilisées pour constituer le bloc de distillation d'un alambic
selon la figure 5.
40 Dans le cas d'un alambic à convection naturelle et chaudière solaire, selon
la figure 6, pourvu d'un
réservoir 63' de collecte de la saumure chaude, lui assurant un fonctionnement
complémentaire de nuit, seule
l'eau distillée produite fera l'objet d'une récupération thermique.
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Dans tous les alambics à gaz caloporteur circulant par convection naturelle,
des cheminées haute et
basse de hauteurs importantes sont nécessaires pour engendrer cette convection
naturelle d'une manière
satisfaisante et ainsi obtenir un temps de transit adéquat t dans les plaques
creuses de distillation. De telles
hauteurs peuvent être inappropriées, pour un alambic familial. Mais dans ce
cas, il est possible de corriger cet
inconvénient en diminuant notablement ces hauteurs, tout en conservant le
temps de transit t recherché. Cela
se fait, en installant, moteur à l'extérieur, (hélice d'un ventilateur
(identique à celui 92 de la fig.5), en amont
des entrées des espaces inter-plaques, dans l'espace haut inoccupé 443 de
(alambic de la fig.13. La poussée
exercée par cette hélice sur le courant d'air refroidi, qui vient de
traverser, avec pertes de charge, les plaques
creuses de distillation 400 et les espaces inter-plaques de l'échangeur
thermique monobloc.438, compense
ces pertes et propulse ce courant avec une vitesse et une pression adéquates
dans les espaces inter-plaques
et augmente ainsi le débit du courant d'air qui circule en circuit fermé. En
ajustant une fois pour toutes, la
vitesse de rotation de cette hélice, il est possible de régler la pression
dynamique de ce courant d'air dans les
espaces inter-plaques, afin que soit évitée toute déformation des parois des
plaques creuses, qui serait
dommageable à la bonne circulation en circuit fermé de ce courant d'air.
En outre, si l'on souhaite qu'un tel alambic familial puisse devenir un meuble
de cuisine, au même titre
qu'un réfrigérateur, le tube de chauffage 422 décrit à la fig.13 et son
alimentation (laquelle est un appareil
généralement absent des cuisines) seront avantageusement remplacés par une
source chaude particulière,
facile à constituer dans une cuisine d'appartement ou sur un bateau de
plaisance. Et cette source chaude, qui
aura en plus une fonction complémentaire de propulseur, sera constituée par un
tube de chauffe, producteur
de jets de vapeur, installé comme le tube 422. Ce tube aura un faible diamètre
intérieur (2 cm, par exemple), il
sera fermé à une extrémité et pourvu d'orifices calibrés, percés à intervalles
réguliers (5 cm, par exemple) le
long d'une génératrice. Ce tube sera installé à bonne distance en amont des
entrées des plaques creuses, de
façon que les jets de vapeur qu'il produit soient, d'une part, correctement
dirigés et, d'autre part, capables de
se disperser dans le courant de gaz avant que celui-ci ne pénètre dans les
plaques creuses. Ces jets de
vapeur auront, par exemple, une température de 101°C et une pression
juste un peu supérieure (40 hPa) à la
pression atmosphérique. Ils seront éjectés à une vitesse de 110 mls. Et ils
auront un débit suffisant pour
pouvoir ajouter 2 à 5°C, à la température T2 du courant d'air sortant
des espaces inter-plaques, et ainsi
saturer ce courant d'air tout en l'amenant à une température T~ optimale ou
simplement efficace, à l'entrée
des plaques creuses. De plus, ces jets de vapeur produiront une poussée
ascendante, complémentaire de
celle engendrée par la convection naturelle et, le cas échéant, de la poussée
descendante produite par
l'hélice d'un ventilateur. On notera qu'un tel tube de chauffe à jets de
vapeur peut, (à titre de source chaude
complémentaïre, opérant à chaque fois que cela est nécessaire) ëtre installé
en amont des entrées des
plaques creuses, lorsque l'alambic comporte une chaudière solaire telle que
celle référencée 120' sur la fig.6.
t_a vapeur qui alimentera ce tube de chauffe à jets de vapeur sera produite,
en toute sécurité, par une
simple bouilloire raccordée à ce tube par un tuyau calorifugé. Cette
bouilloire contiendra de l'eau distillée et
elle sera chauffée par tout moyen de chauffage disponible dans la cuisine ou,
plus généralement, au
voisinage de l'alambic. Dans le cas où l'on recherchera une production d'eau
distillée pendant une durée
importante (quelques heures, par exemple), la bouilloire sera une marmite
pourvue d'un couvercle, adapté à
lui être fixé d'une manière étanche. Ce couvercle comportera une prise d'eau
et une prise de vapeur, destinée
à être raccordée par un tuyau à l'extrémité libre du tube à jets de vapeur. La
prise d'eau sera prolongée par un
conduit, terminé par un obturateur à pointeau solidaire d'un flotteur
(semblable ou équivalent à celui 356-358
des figures 11 et 12), afin que cette marmite puisse opérer à niveau constant.
Et la prise d'eau de cette
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bouilloire sera alimentée par un tube ouvert à l'air (fibre (semblable au tube
113' de la figure 6), connecté à la
gouttière de sortie de (alambic et pourvu d'un déversoir, débouchant au-dessus
d'une réserve d'eau distütée.
La quantité d'eau distillée, ainsi consommée par la bouilloire, diminuera d'un
point le CoP ~de (alambic. Mais
cela n'a guère d'importance, avec un alambic selon l'invention, tel que celui
décrit à la figure 13, qui
généralement possède un CoP d'au moins 15. Cette solution peut évidemment
s'appliquer aussi à des
alambics pour collectivités, de puissance très supérieure, et ce tube de
chauffe à Jets de vapeur pourra alors
être utilisé seul ou associé à une autre source chaude.
Un tel alambic familial, pourvu à la fois de cheminées haute et basse
relativement courtes, d'un tube à
orifices calibrés produisant des jets de vapeur et, le cas échéant, d'un
ventilateur, constitue un appareil
0 domestique de taille réduite, produisant de Peau distillée à des conditions
économiques intéressantes. Un tel
appareil est particulièrement bien adapté à l'équipement des bateaux de
plaisance et des cuisines des
appartements des immeubles de certaines grandes villes modernes du littoral
(telles Hong Kong ou
Singapour), où sévit continuellement une certaine pénurie d'eau douce et où,
pour pouvoir faire face à cette
insuffisance chronique, de l'eau de mer est également distribuée pour
alimenter les chasses d'eau des
l5 toilettes.
Lorsque la température de l'eau à distiller disponible est relativement
élevée, supérieure à 35°C, par
exemple, comme cela est le cas dans certains déserts, dont le sous-soi
contient de Peau saumâtre, il est
nécessaire, pour qu'un alambic à diffusion de vapeur et contre-courant d'air
fonctionne d'une manière
optimale, d'abaisser notablement cette température avant de la faire entrer
dans l'appareil. Pour ce faire, on
20 utilisera les grandes plaques rectangulaires creuses 140, à revêtement
hydrophile, décrites à la figure 7, en
les transformant en réfrigérateur naturel. Le lïquide à distiller circulera
par gravité à l'intérieur de ces plaques
et, par gravité et capillarité, dans leur revëtement hydrophile. En installant
ces plaques à l'ombre, avec un bon
écart entre elles, l'air sec du désert (ou de tout autre région aride)
provoquera une évaporation continue d'une
bonne partie de l'eau qui s'écoule dans le revêtement, ce qui aura pour effet
de refroidir l'eau qui circule à
25 l'intérieur. La température minimale susceptible d'être atteinte par un tel
réfrïgérateur naturel est la tempéra-
ture du point de rosée de l'air ambiant (soit inférieure à 10°C, pour
de l'air sec).
Comme cela a été dit dans la demande PCT afférente à l'invention antérieure,
le gaz incondensable,
utilisé dans un alambic à diffusion de vapeur, peut ne pas ëtre de l'air pur
mais un mélange d'air et d'un gaz
susceptible de parfaire l'élimination des germes infectieux que pourrait
contenir l'eau à distiller entrant dans un
30 alambic à diffusion de vapeur selon la présente invention. En effet, des
mesures, réalisées dans un laboratoire
officiel, ont prouvé qu'une distillation, effectuée au moyen d'un tel alambic,
pouvait transformer en eau
potable, l'eau polluée résultant d'un traitement par lagunage des eaux usées
d'une ville moyenne.
Si l'invention concerne principalement des procédés et des appareils de
production d'eau douce, à
partir d'eau de mer, d'eau saumâtre ou d'eau polluée, elle intéresse également
les industries alimentaires et
35 chimiques, pour produire de liquides concentrés, tels que sirops ou
saumures. II est en effet particulièrement
intéressant, de récupérer l'énergie thermique des effluents chauds des usines
concernées, pour économiser
d'importants frais d'évaporation des différents liquides à concentrer.
