Brevet FR2660788A1 — publié le 19911011

CONCENTRATEUR A EFFET CYCLONE POUR LE TRAITEMENT D'EFFLUENTS RADIOACTIFS L'invention est relative au domaine de la concentration des effluents radioactifs en provenance de l'industrie nucléaire, et elle a trait, notamment, à un concentrateur à effet cyclone pour le traitement d'effluents radioactifs, tels ceux issus des laboratoires d'analyses situés sur les sites des usines de retraitement des combustibles nucléaires et de fabrication de combustibles nucléaires au plutonium (MOX, RNR), ou ceux provenant d'installations de lixiviation de déchets solides contaminés en émetteurs alpha. La concentration de ce type d'effluents, fortement réactifs (production de gaz NOx et C02) et moussants (présence de tensio-actifs), quasi impossible dans tout autre type d'appareil est parfaitement réalisable avec le concentrateur à effet cyclone, objet de l'invention. Les opérations de fin de cycle des combustibles nucléaires ainsi que celles relatives à la fabrication de combustibles à base de plutonium provenant du retraitement, combustibles constitués d'(U,Pu)02 pour les réacteurs à eau (MOX) ou à neutrons rapides, sont génératrices de déchets solides et d'effluents aqueux contaminés en actinides émetteurs alpha, principalement des isotopes du plutonium. Les normes relatives, soit aux rejets dans l'environnement pour les effluents liquides, soit aux déchets solides conditionnés pour un stockage dans des sites de surface, sont devenues plus restrictives au cours de la dernière décennie, ce qui a induit la recherche de méthodes efficaces de traitement d'effluents ou de décontamination de déchets solides. Dans le cas de déchets solides contaminés en actinides émetteurs alpha, plusieurs procédés de traitement sont envisageables, parmi lesquels : 1) l'incinération pour les déchets à forte teneur en matériaux organiques ; 2) la lixiviation pour quasiment toutes les catégories de déchets. Dans le cas des procédés par lixiviation, le radiocontaminant, initialement contenu dans (sur) le déchet solide, est transféré le plus quantitativement possible vers le lixiviant. Ce procédé nécessite aussi des rinçages des déchets décontaminés. In fine le volume d'effluents contaminés produit est important ; les procédés de lixiviation ne sont donc viables que si l'essentiel du volume du lixiviant est susceptible d'être recyclé vers le traitement d'une autre charge de déchets. En ce qui concerne la dimension de ces installations de lixiviation, on peut considérer que la tendance actuelle est au développement d'unités de taille moyenne, voire modeste, intégrées à l'atelier ou au laboratoire produisant des déchets solides. Le recyclage nécessaire des solutions de lixiviation ne peut s' envisager que par concentration par distillation. Concernant les effluents provenant de sources autres que le traitement de déchets solides plutonifères, par exemple ceux issus des laboratoires d'analyse situés sur les sites des usines de retraitement ou sur ceux d'usines de fabrication de combustibles au plutonium, leur gestion devient de plus en plus contraignante, induisant le développement d'installations de traitement de petite taille permettant le rejet de la majeure partie du flux, débarrassé des émetteurs alpha et des substances inactives indésirables, vers les installations industrielles de plus grandes dimensions situées en aval. Ces traitements locaux peuvent être basés également, principalement, sur la concentration par distillation. Il a été démontré abondamment dans de nombreux laboratoires que la concentration de tels effluents actifs, contenant soit de fortes concentrations d'acide nitrique et d'espèces organiques provenant des déchets, soit une très grande variété de solutés (dont de nombreux solutés organiques) est une opération très délicate à réaliser de par l'abondante formation de mousses et de gaz (NOx), ce qui implique soit d'employer des bouilleurs avec un "ciel" volumineux et des serpentins casse-mousse, soit d'utiliser des appareils de petite taille mais à faible puissance de chauffe donc de débit médiocre. Malgré ces précautions d'emploi, l'utilisation de ces appareils conduit à des facteurs de décontamination (FD) des effluents modestes en raison de l'entraînement de vésicules actives avec les gaz. Il faut remarquer par ailleurs que la concentration d'effluents nitriques contenant des matières organiques peut être génératrice de substances explosives telles que les "huiles-rouges" (red oils), si la température en un point quelconque du mélange dépasse 1350C. La présente invention a précisément pour objet un concentrateur susceptible de traiter de façon sûre ces effluents par concentration et suffisamment compact pour pouvoir être implanté dans une installation de taille modeste, telle par exemple qu'une enceinte de laboratoire chaud. Ce concentrateur à effet cyclone pour le traitement d'effluents radioactifs se caractérise en ce qu'il comporte : - une cuve verticale de traitement proprement dite, de forme tronconique, elle-même logée dans une seconde cuve cylindrique qui l'entoure en ménageant entre les deux cuves un espace annulaire dans lequel on a fait le vide d'air, la cuve de traitement comportant à sa base une arrivée pour l'effluent à traiter et selon son axe d'une part sur son fond, un conduit de sortie pour l'effluent et d'autre part à son sommet un conduit de sortie pour la phase vapeur, - dans l'espace annulaire périphérique vide, un certain nombre de conduits verticaux ou jambes, reliés, à leur base à la conduite de sortie de l'effluent de la cuve de traitement, et, en partie haute, également à la cuve de traitement, chacun par une conduite débouchant dans cette cuve tangentiellement à sa paroi, lesdits conduits verticaux contenant chacun une résistance électrique de chauffage disposée selon leur axe à l'intérieur d'une enveloppe métallique, - un condenseur, muni d'une source froide, située au-dessus de la cuve de traitement et recevant de celle-ci la phase vapeur par l'intermédiaire du conduit de sortie pour la phase vapeur, - un dispositif d'alimentation à niveau constant de la cuve de traitement en effluents radioactifs, relié à celle-ci à sa base à l'arrivée de l'effluent à traiter, l'arrivée de l'effluent dans ce dispositif étant commandée par une pompe. Le concentrateur objet de l'invention combine les effets de la distillation, qui permet de vaporiser une partie de la phase liquide, et du vortex qui résulte du mode d'injection tangentiel du mélange liquide plus vapeur dans la cuve et permet l'entraînement des mousses vers le fond de celle-ci. L'appareil réalise ainsi les conditions idéales d'une bonne concentration des effluents radioactifs dont l'essentiel de l'eau et de l'acide nitrique, faiblement radioactifs, est recueilli à la sortie du condenseur et dont les produits radioactifs se trouvent concentrés dans la solution contenue dans la cuve de traitement. Selon une caractéristique également importante de la présente invention, le concentrateur se caractérise en ce que le dispositif d'alimentation de la cuve à niveau constant en effluent radioactif est muni d'un détecteur de niveau haut réglé pour couper la pompe d'alimentation et l'alimentation électrique des résistances en cas d'atteinte du seuil haut et d'un détecteur de niveau bas apte à couper -l'alimentation électrique des résistances en cas d'atteinte du seuil bas, une sonde de température étant également prévue pour couper cette même alimentation électrique si la température de l'effluent dans le dispositif d'alimentation dépasse une température de l'ordre de 500C. Les dispositions précédentes permettent, en s'assurant d'un niveau pratiquement constant dans la cuve de traitement et d'une température n'excédant pas la valeur critique au-dessus de laquelle seraient détruites les résistances chauffantes, un bon fonctionnement de l'appareil en semi continu, c'est-à-dire, depuis l'instant où il est chargé en liquide jusqu'au moment où la concentration est pratiquement effective. De toute façon, l'invention sera mieux comprise à l'aide de la description qui suit d'un exemple de réalisation, description qui sera faite en se référant aux figures 1 et 2 ci-jointes sur lesquelles : - la figure 1 est un schéma d'ensemble en coupe élévation du concentrateur, objet de l'invention ; - la figure 2 est une coupe de l'appareil de la figure 1, selon le plan horizontal XY de la figure 1. Sur la figure 1 on voit représenté l'ensemble du concentrateur comportant essentiellement une cuve verticale de traitement proprement dite 2 logée dans une seconde cuve 4 cylindrique qui l'entoure en ménageant entre les deux cuves un espace annulaire 6 dans lequel on a fait le vide d'air. Dans le voisinage immédiat des deux cuves 2 et 4 se trouve le dispositif d'alimentation à niveau constant 8 et au-dessus de ce même ensemble des deux cuves 2 et 4, le condenseur 10. Selon l'invention, un certain nombre de conduits verticaux ou jambes, tels que 12 sur la figure 1 sont reliés à leur base à la conduite 14 de sortie de l'effluent de la cuve de traitement 2 et en partie haute par une conduite 16 à l'intérieur de la cuve de traitement 2, les différentes conduites 16 débouchant selon l'invention tangentiellement à la surface interne de cette même cuve 2. Chaque jambe 12 comporte dans un étui ou fourreau métallique 18 une résistance chauffante 20 alimentée en 22 qui baigne dans la phase liquide de l'effluent et permet d'assurer son chauffage en vue de l'évaporation à laquelle il est soumis. A la partie supérieure des cuves 2 et 4, se trouve le conduit de sortie 24 pour la phase vapeur qui pénètre directement à l-'intérieur du condenseur 10. Ce dernier comporte un serpentin de refroidissement 26 dont on a représenté l'entrée et la sortie 28 et 30. Le condensat s'évacue du condenseur 10 par la conduite 32. Le dispositif d'alimentation à niveau constant de la cuve de traitement 2 reçoit l'effluent par la canalisation 36 (le trop-plein d'effluent reflue vers le récipient contenant l'effluent à concentrer via la canalisation 34) et le dirige vers la cuve de traitement 2 par l'intermédiaire d'une canalisation 38 qui met en communication à leur base les deux récipients 8 et 2. L'arrivée de l'effluent à traiter par la conduite 36 est effectué au moyen d'une pompe non représentée sur la figure. Ce dispositif d'alimentation 8 comporte deux sondes de niveau haut et bas référencé 40 sur la figure 1 et qui permettent en stoppant l'alimentation électrique de la pompe et des résistances chauffantes d'éviter tout ennui lié à un dysfonctionnement de l'appareil.Une sonde de température 42 permet également de déclencher la coupure de l'alimentation électrique des résistances 20 et de La pompe dès que la température de la phase liquide dépasse 500C par exemple. En se référant à la figure 2, qui est une coupe selon une coupe horizontale selon le trajet XV de la figure 1, on peut voir que les jambes 12 sont au nombre de cinq réparties sur la périphérie du dispositif dans l'espace 6 compris entre la cuve de traitement 2 et la cuve enveloppe 4. Cette figure 2 permet notamment de comprendre comment à l'aide de la forme particulière et tubulaire 16 d'injection du liquide dans la cuve 2, c'est-à-dire sous une forme tangentielle selon une direction générale marquée par les flèches, on parvient à la mise en rotation de ce dernier et à la création d'un vortex schématisé en traits mixtes selon 44 sur la figure 1.C'est ce vortex qui permet de piéger et d'entraîner vers le bas de la cuve 2 les mousses qui se forment lors du chauffage de l'effluent radioactif et d'assurer ainsi en liaison avec le condenseur 10 une séparation de la phase aqueuse relativement décontaminée avec la phase enrichie en produits radioactifs qui demeurent dans la cuve 2. L'appareil développé permet des traitements semi-continus. Le principe retenu pour sa conception est celui basé sur la formation d'un effet cyclone permettant une séparation efficace des vapeurs et des mousses générées lors de l'ébullition de l'effluent traité. La compacité de l'appareil est rendue possible par l'emploi de moyens de chauffage constitués de résistances chauffantes 20. Ces résistances chauffantes sont disposées dans des fourreaux d'acier inoxydable 18, résistant à l'action agressive des solutions concentrées d'acide nitrique, à l'intérieur desquels sont également disposés des thermocouples 46 permettant la coupure de l'alimentation électrique 22, au cas où la température en surface du fourreau risquerait de dépasser 1300C, ce qui garantit ainsi la sûreté intrinsèque de l'appareil vis-à-vis du risque de la formation "d'huiles-rouges". Ces fourreaux métalliques 18 ainsi équipés de leur résistance chauffante 20 et du thermocouple 46 sont disposés dans les jambes 12 du concentrateur au nombre de cinq, reliées en partie basse 14 et en partie haute 16 au corps central 2 de l'appareil par des tubulures. Chaque résistance chauffante peut dissiper une puissance de chauffe de 1,64 kW, ce qui provoque la formation rapide d'un mélange biphasique phase aqueuse/vapeur qui est emporté vers le haut de la jambe par thermosiphon et injecté tangentiellement dans le corps central du concentrateur. Ce phénomène se déroulant simultanément dans les cinq jambes induit la création d'un cyclone dans le corps central de l'appareil, cyclone favorable à la rupture du mélange biphasique : les mousses sont attirées dans la partie basse du compartiment central dans le vortex créé par cyclonage. L'effet vortex est d'autant plus prononcé que le milieu est visqueux et que des substances moussantes sont présentes dans l'effluent à concentrer. L'alimentation du concentrateur en effluent à traiter est assurée au moyen d'un récipient latéral 8 relié en partie basse au corps central de L'appareil par une canalisation 38 de diamètre intérieur de 4 mm. L'alimentation du concentrateur via le récipient latéral est opérée par une pompe de type péristaltique qui a pour fonction essentielle le maintien d'un niveau de liquide suffisant dans le récipient d'alimentation. Le débit de cette pompe doit simplement être légèrement supérieur à 10 litres/heure, capacité d'évaporation de l'appareil. L'alimentation à niveau constant permet de garantir que les cannes chauffantes 20 ne seront jamais asséchées, ce qui conduirait à leur destruction rapide. Cette garantie est renforcée par la présence d'un détecteur de niveau liquide bas 40 dans le récipient d'alimentation qui, s'il se déclenche, coupe immédiatement l'alimentation électrique des cannes. Le récipient d'alimentation est également équipé d'une sonde de niveau haut 40 qui coupe la pompe d'alimentation et l'alimentation électrique des cannes et d'une sonde de température 42 qui déclenche pour une température supérieure à 500 C la coupure de l'alimentation électrique des cannes. En effet une élévation de température dans le récipient d'alimentation traduirait un dysfonctionnement de l'appareil : du liquide chaud refoulant du corps central du concentrateur vers le récipient d'alimentation. A l'intérieur de la cuve centrale 2 du concentrateur une chicane 48 en forme de ciel de cuve est disposée sur l'exutoire des gaz 24, jouant le rôle de dévésiculeur. Afin d'éviter les déperditions thermiques, le corps central du concentrateur ainsi que les cinq jambes équipées de leur résistance chauffante sont disposés à l'intérieur d'une double enveloppe 2, 4 : entre les deux enveloppes le vide a été réalisé. L'appareil ainsi constitué possède les dimensions hors tout suivantes - diamètre = 245 mm, hauteur = 395 mm (VT = 18,6 litres), ce qui permet son introduction (et sa sortie) aisée à l'intérieur d'enceintes actives au moyen de poubelles du type AA29 de chez La Calhène. Malgré son très faible encombrement, la capacité d'évaporation de l'appareil est de 10 litres/heure d'effluents nitriques, ce qui est assuré par l'injection d'une puissance de chauffe de 8,2 kW par les cinq résistances chauffantes. Les vapeurs s'échappant de l'appareil sont condensées au moyen d'un condenseur relié à un groupe froid extérieur à l'enceinte à l'aide d'un circuit secondaire échangeur de chaleur. Les caractéristiques principales du concentrateur se résument donc de la façon suivante : 1) appareil semi-continu à effet cyclone pour la concentration d'effluents radioactifs moussants ; 2) encombrement réduit : entrée et sortie par poubelles AA29 type La Caîhène ; 3) facteur d'épuration des distillats excellent ; 4) capacité d'évaporation = 10 litres/heure ; 5) puissance de chauffe des cannes électriques 5 x 1,64 kW = 8,2 kW 6) rendement thermique proche de 85 ; 7) sûreté intrinsèque vis-à-vis du risque lié aux "huiles-rouges". Les performances de cet appareil seront mieux illustrées par la description des exemples suivants, relatifs à des traitements d'effluents liquides. EXEMPLE 1 L'exemple 1 est relatif à la distillation d'eau. La capacité de distillation d'eau de l'appareil Q (en litre/heure) est une fonction linéaire de la puissance électrique P consommée au niveau des résistances électriques. La relation Q (litre/heure) = 1,21 P (kW) - 0,3 est vérifiée pour une plage de puissance P étudiée variant de 1 à 8,2 kW. Pour P = 8,2 kW, la capacité de distillation est égale à 9,8 litres/heure. Eu égard au faible volume de liquide contenu dans l'ensemble du concentrateur cyclone (V = 2,3 litres), la période de démarrage d'une concentration est réduite. Si l'on appelle T1 la période qui sépare le temps de mise en route du chauffage de celui où la première goutte de distillat est recueillie, on obtient pour différentes puissances de chauffe les va leurs de T1 suivantes P(kil) 1 2 ! 4 1 8,2 T1(mn) 8 6 4 2,5 TABLEAU I VALEURS DE T1 POUR DIFFERENTES PUISSANCES DE CHAUFFE La distillation d'eau induit un cyclonage dans le corps central du concentrateur, mais le vortex créé est très peu profond. EXEMPLE 2 L'exemple 2 est relatif à la concentration de solutions d'acide nitrique. La concentration de solutions d'acide nitrique dans l'appareil est une opération aisée ; la capacité de distillation Q (litre/heure) est en première approximation indépendante de la concentration (HNO3) de la solution à concentrer. Q est proche de 10 litres/heure pour une puissance électrique injectée de 8,2 kW. Si l'on considère la concentration de HN03 des distillats, une expérience se divise en deux périodes : 1) première période durant laquelle la concentration de HN03 du distillat croît avec le temps, ce qui traduit la volatilité préférentielle de l'eau ; la solution contenue dans le corps central du concentrateur s'enrichit corrélativement en acide nitrique ; 2) seconde période durant laquelle la concentration de HN03 du distillat est égale à celle de la solution qui alimente le concentrateur : le régime d'équilibre est établi. Pour une puissance de chauffe de 8,2 kW le temps nécessaire à l'obtention du régime stationnaire T2 varie avec la concentration de HN03 de la solution d'alimentation. Des valeurs de T2 obtenues pour différentes concentrations de HN03 sont reproduites au tableau suivant : [HNO3](M) 1,6 2,58 4,12 6,3 effluent Ta (mn) 69 54 36 22 TABLEAU II VALEURS DE T2 POUR DIFFERENTES (HNO3) Lors de la concentration de solutions aqueuses nitriques le vortex est encore peu profond ; néanmoins il est plus net que lors de la distillation d'eau pure et il devient plus profond au fur et à mesure que (HNO3) croît. EXEMPLE 3 L'exemple 3 est relatif à la concentration d'une solution nitrique de nitrate d'uranyle. La composition initiale de la solution à concentrer était la suivante : (HNO3) = 6,22M, (UVI) = 0,1 glitre Le concentrateur était chauffé à pleine puissance, soit 8,2 kW. Le tableau III présente les valeurs de (HNO3) et (UVI) du distillat durant le déroulement de l'expérience. DISTILLAT TEMPS (nia) (HNO31 [UVI] F.D*(UVI) (M) ( g/l) 5 2,54 1,896 5,3 104 15 4,92 1,349 7,4 104 50 6,08 2,289 4,4 104 110 6,04 3,411 2,9 104 *F.D(UVI) = CU(VI)CU(VI) alimentation /distillat La valeur moyenne des FD(UVI) instantanés est excellente = 5.104 ; une valeur globale FD(UVI) égale à 3,8.104 a été déterminée à la fin de l'expérience, la quantité totale de distillat produite en deux heures étant de 20 litres. On observe que FD(UVI) a tendance à décroître au cours du temps, ceci est dû au fait que l'uranium s'accumule dans le concentrateur au cours de l'expérience. Si au lieu d'exprimer FD(UVI) par rapport à la concentration en uranium VI de la charge on l'exprime par rapport à celle, instantanée, de la solution contenue à l'intérieur du concentrateur, les valeurs FD(UVI) sont sensiblement constantes tout au long de l'expérience et proches de 2.105. EXEMPLE 4 L'exemple 4 est relatif à la concentration d'une solution de composition : (HN03) = 5,9 M ; (UVI) = 0,111 g/litre ; (glucose) = 45,3 g/litre. La présence d'une forte concentration de glucose dans la solution (qui simule l'ensemble des composés organiques réducteurs observés dans les effluents radioactifs) induit, lors de l'échauffement, la formation de réactions avec l'acide nitrique conduisant à un intense dégagement de vapeurs nitreuses. Pendant les 25 premières minutes de l'expérience le chauffage est maintenu à une puissance égale à 75% de P maximum soit : 6,15 kW, ce qui permet l'obtention d'un régime de fonctionnement stable de la concentration = vortex bien établi et niveau maximum des mousses éloigné de l'exutoire des gaz. Un échantillon du distillat, prélevé à t = 35 mn (P = 8,2 kW) lorsque le régime de concentration régulier est établi, présente la composition suivante : (HN03) = 4,93 M et (UVI) = 11,66 Fg/litre La consommation de HN03 par suite de sa réduction par le glucose est évidente si l'on compare les concentrations de HN03 à l'entrée et à la sortie de l'appareil. (HN03)entrée= 5,9M ; (HN 3)sortie= 4,93M L'épuration du distillat en uranium est bonne puisque FD(UVI)= 9,5.103 ; l'effet de la présence de mousses liée à la formation de gaz, NOx et CO2, sur FD(UVI), est néanmoins manifeste puisqu'ici la performance FD(UVI) n'est que 1/40e de celle relative à l'exemple 3. EXEMPLE 5 Cet exemple est relatif à la concentration d'une solution aqueuse de composition (HN03)=5,36M, (UVI)=0,146 g/litre contenant en outre un agent moussant, le Teepol à la concentration de 0,23 g/litre. La concentration d'une telle solution, quasi impossible dans tout autre type de concent-rateur, est réalisable à l'aide du concentrateur cyclone sous réserve d'opérer une phase transitoire de chauffe à puissance limitée à environ 50% de la puissance maximale de chauffe soit 4,1 kW, la puissance de chauffe étant répartie uniformément sur les cinq résistances. Le régime d'équilibre est atteint après environ 15 minutes de chauffe. Si la puissance de chauffe des résistances électriques est trop importante durant la phase de démarrage, un assèchement d'une (ou des) résistance(s) est susceptible de se manifester induisant par là-même la coupure de l'alimentation électrique de l'appareil : la température de la surface du tube d'acier inoxydable a dépassé la limite de 1300C, en conséquence l'arrêt de l'expérience, déclenché par le thermocouple situé à l'intérieur des gaines d'acier, garantit la sécurité du système vis-à-vis du risque des "huiles-rouges". Par ailleurs, cette action préventive assure une longue durée de vie aux résistances chauffantes. Après 40 minutes de concentration, soit 25 minutes à la puissance de chauffe maximale en régime établi, le distillat présente une composition instantanée suivante (HN03) = 5,45M et (UVI) = 1,816 pg/litre le FD(UVI) du distillat par rapport à la charge est en conséquence égal à 8.104, tandis que par rapport au liquide séjournant dans le concentrateur il est égal à 3,4.105. Dans le cas de la concentration d'effluents fortement moussants, un mode de gestion avantageux du concentrateur peut consister en le recyclage de la fraction de tête du distillat vers la charge, fraction susceptible d'être légèrement polluée en radionucléides par suite de la formation abondante de mousses durant la phase de démarrage de la concentration. Au cours de la concentration de cet effluent moussant, l'effet régulateur du vortex sur l'entraînement des mousses vers le bas de l'appareil s'est manifesté : ce vortex était très profond. EXEMPLE 6 L'exemple 6 est relatif à la concentration d'une solution de composition = (HN03) = 2,83M, (UVI) = 0,103 g/litre qui contenait en outre du glucose = 3,96 g/litre et du Teepol = 0,12 g/litre. La présence simultanée de substances réductrices (le glucose) génératrice de gaz NOx et C02, et moussante (le Teepol) conduit à un effluent difficile à traiter par toute autre technique que celle présentée ici. La concentration de l'effluent est possible dans le concentrateur cyclone, sous réserve d'opérer une période transitoire de chauffe à puissance réduite d'une durée de 12 minutes. Après cela, le régime peut être établi avec la puissance maximale de chauffe de 8,2 kw. Après 25 minutes de concentration, le régime permanent étant établi, le distillat présente la composition instantanée suivante : (HN03) = 1,42M ; (UVI) = 44,44 Fg/litre ; FD(UVI)= 2,3.103 (référence charge) ou 9,6.103 (référence liquide contenu dans le concentrateur). Ici encore le cyclone était très bien établi et le vortex a sa profondeur quasi maximale. EXEMPLE 7 L'exemple 7 est relatif à la concentration d'effluents issus du traitement de lixiviation nitrique d'une charge de déchets solides d'une masse de 8,78 kg, constituée principalement de matières organiques (chlorure de polyvinyle, polyéthylène, néoprène, cellulose, etc.) contaminée en plutonium. Cinq lixiviations successives par environ 40 litres de solution d'acide nitrique (HN03) environ 4M, suivies d'un rinçage des déchets par 30 litres d'eau ont été opérées. L'activité alpha des isotopes du plutonium (et de 241Am) lixiviée au cours de ces étapes était au total de 7,9.1010Bq (2,134 Ci). L'ensemble des lixiviats d'un volume total de 234 litres a été concentré sans difficulté dans le concentrateur cyclone au débit de 5 litres/heure. Cette opération a permis de générer d'une part 5,8 litres de concentrat contenant le plutonium (environ activité alpha 7,9.1010Bq) et d'autre part environ 228 litres de distillat épuré en émetteurs alpha = FD(alpha)= 716, parfaitement réutilisables pour d'autres lixiviations. REVENDICATIONS 1. Concentrateur à effet cyclone pour le traitement d'effluents radioactifs caractérisé en ce qu'il comporte - une cuve verticale de traitement proprement dite (2), de forme tronconique, elle-même logée dans une seconde cuve (4) cylindrique qui l'entoure en ménageant entre les deux cuves un espace annulaire (6) dans lequel on a fait le vide d'air, la cuve de traitement (2) comportant à sa base une arrivée (38) pour l'effluent à traiter et, selon son axe, d'une part sur son fond, un conduit de sortie (14) pour l'effluent et d'autre part à son sommet un conduit de sortie (24) pour la phase vapeur, - dans l'espace annulaire périphérique vide (6), un certain nombre de conduits verticaux ou jambes (12), reliés, à leur base à la conduite de sortie (14) de l'effluent de la cuve de traitement, et, en partie haute, également à la cuve de traitement, chacun par une conduite (16) débouchant dans cette cuve tangentiellement à sa paroi, lesdits conduits verticaux contenant chacun une résistance électrique (20) de chauffage disposée selon leur axe à l'intérieur d'une enveloppe métallique (18), - un condenseur (10), muni d'une source froide (26), située au-dessus de la cuve de traitement (2) et recevant de celle-ci la phase vapeur par l'intermédiaire du conduit de sortie (24) pour la phase vapeur, - un dispositif d'alimentation (8) à niveau constant de la cuve de traitement en effluent radioactif, relié à celle-ci, à sa base, par l'arrivée de l'effluent à traiter, l'arrivée de l'effluent dans ce dispositif (8) étant commandée par une pompe. 2. Concentrateur selon la revendication 1, caractérisé en ce que le dispositif (8) d'alimentation de la cuve à niveau constant en effluent radioactif est muni d'un détecteur (40) de niveau haut réglé pour couper la pompe d'alimentation et l'alimentation électrique des résistances en cas d'atteinte du seuil haut et d'un détecteur (40) de niveau bas apte à couper l'alimentation électrique des résistances et de la pompe en cas d'atteinte du seuil bas, une sonde de température (42) étant également prévue pour couper cette même alimentation électrique si la température de l'effluent dépasse une température de l'ordre de 500C. 3. Concentrateur selon la revendication 1, caractérisé en ce que les résistances chauffantes (20) sont disposées dans des fourreaux d'acier (18) à l'intérieur desquels sont disposés des thermocouples (46) permettant la coupure de l'alimentation électrique (22) au cas où la température en surface des fourreaux (18) dépasserait une valeur de l'ordre de 1300C.