FR 2937563 A1 20100430 FR 0857190 A 20081023 B08-1820FR- GBO Société en Nom Collectif dite : GE ENERGY PRODUCTS FRANCE SNC Procédé de traitement d'une phase organique comprenant au moins un composé métallique Invention de : MOLIERE Michel Procédé de traitement d'une phase organique comprenant au moins un composé métallique La présente invention concerne un procédé de traitement d'une phase organique, en particulier d'extraction de composés métalliques contenus dans une phase organique non miscible à l'eau. Elle concerne plus particulièrement la purification d'un combustible liquide contaminé par des métaux, en vue de limiter les phénomènes de corrosion, d'encrassement et d'érosion, à haute température, d'équipements thermiques brûlant ledit combustible liquide. On considère ici principalement le cas où la phase organique est un combustible liquide. Les combustibles liquides, y compris ceux pour l'aviation qui sont réputés très purs, contiennent des métaux à l'état de traces. Par exemple, les combustibles pétroliers contiennent souvent des traces de sodium et de calcium, et les bio-combustibles liquides, tels que les huiles végétales, les esters méthyliques d'huiles végétales (EMHV), etc..., sont le plus souvent contaminés par du potassium, du calcium et un peu de sodium. Lors de la combustion dans un équipement thermique, ces traces de métaux sont transformées en cendres. La composition chimique de ces cendres est en général complexe car elle dépend non seulement du métal principal mais aussi de la température de flamme, de l'ensemble des autres éléments présents lors de la combustion tels que le soufre, le chlore, le phosphore, et autres métaux, et éventuellement du temps de séjour dans le foyer. En fonction de leurs propriétés physico-chimiques, notamment leur dureté mécanique, leur point de fusion et leurs propriétés d'adhérence, ces cendres peuvent infliger trois types d'altérations aux composants de l'équipement thermique, qui sont: l'érosion, la corrosion en phase minérale fondue et l'encrassement. Il convient de noter que, si le sodium, le potassium et le calcium sont les contaminants les plus fréquents, d'autres métaux, tels que le magnésium, le fer, le cuivre, le zinc, le plomb, etc... sont parfois présents à l'état de traces dans les combustibles liquides et peuvent donc pénétrer dans la veine des gaz chauds de l'équipement thermique pour y provoquer ou aggraver ces phénomènes d'érosion, de corrosion et/ou d'encrassement. Ainsi, la plupart des modèles de turbines à gaz aéronautiques ou � aéro-dérivées � et les modèles industriels (ou � heavy duty �) de 3ème génération requièrent des teneurs maximales en métaux alcalins, extrêmement basses, de l'ordre de 0,2 mg/kg. A l'entrée d'une installation thermique et en particulier d'une centrale électrique, il est difficile d'obtenir un combustible liquide rigoureusement exempt de contamination métallique du fait notamment des conditions de transport imparfaitement maîtrisées et cette pureté est tout aussi difficile à maintenir en conditions réelles d'exploitation par suite des multiples contaminations possibles (poussières, effet de � respiration � des cuves de stockage, Pour éviter les phénomènes d'érosion, de corrosion et/ou d'encrassement par les cendres issues des métaux et notamment des métaux alcalins et/ou alcalino-terreux, deux approches sont possibles: - soit on agit sur la chimie des cendres dans la phase de combustion elle-même en introduisant un ou des additifs, le plus souvent minéraux, dont le rôle est de rendre ces cendres non abrasives, non-corrosives et/ou non encrassantes ; par exemple, l'ajout d'un inhibiteur peut permettre de supprimer ou réduire fortement la corrosion à chaud ; - soit on réalise une purification du combustible en amont des brûleurs afin de le débarrasser des métaux avant qu'il n'entre dans le foyer de l'équipement thermique. C'est la seconde approche qui est adoptée dans le cas présent. Actuellement, la purification d'un combustible à l'eau est réalisée en deux étapes : - une étape de �mélange/extraction � dans laquelle de l'eau est introduite et dispersée dans le combustible dans un rapport volumique eau/combustible défini, ce qui a pour effet de transférer les métaux de la phase combustible vers la phase aqueuse ; et - une étape de � séparation � dans laquelle l'émulsion physique ainsi formée, du type eau-dans-huile ou � E/H �, est séparée par une méthode physique qui est généralement la centrifugation ou la séparation électrostatique. L'eau utilisée pour ce traitement est généralement de l'eau potable peu minéralisée, ou bien de l'eau déminéralisée lorsque le combustible brut est très chargé en sels ou lorsque le niveau de contamination résiduel requis après traitement est très faible. Ces méthodes présentent plusieurs inconvénients. Ainsi, leur niveau général de performance est limité, voire insuffisant, dans le cas des spécifications de pureté les plus strictes mentionnées ci-dessus, car elles permettent de descendre difficilement au-dessous d'un niveau de contamination résiduelle de 0,5 mg/kg de sodium. De plus, elles permettent principalement l'extraction des métaux présents sous forme hydrosoluble, c'est-à-dire essentiellement des métaux alcalins et partiellement des métaux alcalino-terreux. Elles ne permettent donc pas d'éliminer correctement les autres catégories de composés métalliques qui sont : - (i) ceux sous forme minérale peu ou non hydrosoluble, à savoir: les sels, y compris alcalino-terreux, tels que le sulfate de calcium, et les oxydes métalliques colloïdaux plus ou moins hydratés (rouille), - (ii) ceux sous forme organique lipophile, à savoir: les sels d'acides organiques gras ou � savons � contenus dans les biocombustibles et - (iii) ceux sous forme organométallique, à savoir le plomb tétra-éthyle et plomb tétra-éthyle. Par ailleurs, le rapport volumique eau/combustible utilisé doit rester faible et demeure en général inférieur à 5% et le plus souvent inférieur à 10%. En effet, l'eau sortant de l'étape d'extraction comprend une fraction résiduelle du combustible sous forme dissoute ou sous forme d'émulsion huile-dans-eau (ou � émulsion H/E �). Elle doit donc être dépolluée avant son rejet dans l'environnement. De plus, le recyclage de cette eau dans le cycle d'extraction/séparation n'est pas souhaitable car les métaux qu'elle contient déjà contamineraient à nouveau le combustible. Le mélange des deux phases dans l'étape d'extraction doit en outre être réalisée avec un apport d'énergie mécanique mesuré, afin d'éviter la formation d'émulsions eau-dans-huile (ou � émulsions E/H �) trop fines et donc trop stables, qui risqueraient de ne pas être correctement séparées dans l'étape de séparation physique ultérieure (par centrifugation ou électrostatique). Cette limitation exclut de recourir à des dispositifs de mélange très performants tels que des appareils de � mélange à forte turbulence �. Par ailleurs, ces procédés consomment de l'eau potable ou déminéralisée et génèrent en outre des effluents aqueux en quantités proportionnelles au volume du combustible traité et directement liées au rapport (eau/combustible) utilisé dans le traitement, ce qui est d'ailleurs la raison principale conduisant à limiter ce rapport. Enfin, l'utilisation d'une centrifugeuse ou d'un séparateur électrostatique représente des coûts importants d'investissement, d'exploitation (consommation électrique) et de maintenance, et peut requérir des dispositions de sécurité particulières lorsque le combustible traité est volatil et que la température ambiante est élevée (mesures de sécurité relatives aux équipements électriques ou tournants en atmosphère explosive). Le but de l'invention est donc de proposer un nouveau procédé de décontamination métallique de phases organiques, en particulier de combustibles liquides, qui offre les avantages suivants : (i) un degré de purification supérieur à celui des procédés actuels, (ii) la possibilité d'extraire un plus grand nombre de composés métalliques (hydrophiles, lipophiles ou faiblement solubles dans l'eau), (iii) la possibilité d'adapter, sans modifier l'installation, le rapport (phase aqueuse/phase organique) aux besoins de traitement de la phase contaminée et (iv) une réduction de la consommation d'eau et des rejets aqueux. A cet effet, selon un mode de mise en oeuvre, il est proposé un procédé de traitement d'une phase organique non-miscible à l'eau et contenant au moins un composé métallique, comprenant les étapes suivantes : a) on mélange, de manière à former une émulsion, la phase organique avec une phase aqueuse comprenant au moins un agent complexant capable de former un complexe avec le métal dudit composé métallique, b) on sépare, de préférence par coalescence liquide-liquide, la phase aqueuse comprenant le complexe formé, de la phase organique traitée, c) on régénère l'agent complexant de ladite phase aqueuse en décomposant le complexe formé par passage sur un échangeur d'ions cationique sous forme acide, et d) on réutilise la phase aqueuse comprenant ledit agent complexant régénéré, dans l'étape a). On entend ici par � agent complexant � un ion ou une molécule portant des fonctions chimiques lui permettant de se lier à un ou plusieurs atomes (ou ions) métalliques centraux pour former un complexe chimique soluble dans l'eau. On entend par � complexe � un édifice poly-atomique qui est constitué d'un atome métallique présentant un nombre d'oxydation non nul, lié à un ou plusieurs ligands issus de l'agent complexant. Le rôle de l'agent complexant, dans le procédé, est de permettre non seulement d'augmenter la cinétique et le degré d'extraction vers la phase aqueuse des métaux hydrosolubles (tels que les métaux alcalins et alcalino-terreux) mais aussi d'autoriser l'extraction d'autres contaminants métalliques insolubles ou peu solubles dans l'eau tels que le sulfate de calcium ou les oxydes de fer, de plomb, de cuivre, de zinc, etc. En effet, l'action de l'eau seule se limite à une dissolution physique de la fraction des contaminants métalliques qui sont hydrosolubles. De façon plus précise, les gouttes d'eau de lavage dispersées dans la phase organique peuvent soit capturer, par choc/interception, les gouttes d'eau, en général microscopiques, qui sont présentes originellement dans la phase organique et qui contiennent les sels à éliminer, soit capturer directement des particules de sels en suspension dans la phase organique et qui, le plus souvent hydratées voire déliquescentes, ont des propriétés de surface semblables aux gouttes d'eau salée. Cette phase liquide salée, à laquelle on adjoint par extension les particules de sels, sera appelée � eau salée originelle � dans ce qui suit. Une solution d'agent complexant est non seulement capable de capturer l'eau salée originelle selon les mêmes processus physiques, mais aussi de réagir chimiquement avec des espèces métalliques peu ou non hydrosolubles citées précédemment et de stabiliser en phase aqueuse les formes complexées de ces métaux. Ainsi, un sel d'acide gras (par exemple l'oléate de sodium) dissous dans une phase organique (telle qu'un hydrocarbure) peut être extrait de celle-ci par une solution aqueuse d'acide citrique ou d'EDTA et ceci malgré l'insolubilité dans l'eau de l'oléate de sodium. Dans le cas de l'acide citrique, par exemple, ce processus de partage entre les deux phases peut s'écrire : (1) [R-COO-Na]org + [COOH-CHz-C(OH)(COOH)-CHz-COOH]aq [Na+, COOH-CHz-C(OH)(COOH)-CHz-COO-]aq + [R-COOH]org Dans cette équation, la phase dans laquelle se situe chaque molécule est indiquée en indice; R représente la chaîne grasse de l'acide oléique ou plus généralement un radical hydrocarboné contenu dans les molécules de la phase organique. I1 y a formation de citrate de sodium qui se retrouve en solution aqueuse et libération de l'acide gras qui reste en phase organique. L'expérience montre que l'on peut obtenir ainsi des taux d'extraction élevés, pouvant atteindre 90-95%, en ajustant convenablement les paramètres de travail qui sont : la concentration en agent complexant, la température, le temps de contact et les conditions de contact entre les deux phases, c'est-à-dire la taille des gouttes de la phase émulsionnée. Dans ce qui suit, on appellera : - � solution complexante � une phase aqueuse comprenant au moins un tel agent complexant actif vis-à-vis du métal ou des métaux à séparer, - � solution complexante chargée �, la phase aqueuse comprenant un ou plusieurs complexes métalliques. L'agent complexant peut comprendre un agent chélatant, c'est-à-dire un agent complexant capable de se lier à l'atome ou ion central par plusieurs liaisons. Cet agent chélatant sera choisi pour ses capacités à former un complexe avec un grand nombre de contaminants métalliques identifiés plus haut, qu'ils soient sous forme minérale hydrosoluble (sels de la phase � d'eau salée originelle �), sous forme minérale peu ou non hydrosoluble (sels et oxydes colloïdaux), sous forme organique (savons) ou organométallique (plomb). L'agent complexant peut être un réactif acide. La présence de fonctions acides favorise la solubilisation de sels difficilement solubles (tels que CaSO4) ou d'oxydes colloïdaux présents dans le combustible, tel que les oxydes de fer hydratés. En particulier, l'agent complexant peut être un agent chélatant acide, par exemple : l'acide citrique, l'acide tartrique, l'acide oxalique, l'acide glycolique, 1'EDTA (acide éthylène-diamine tétraacétique), le DTPA (acide di-éthylène pentaacétique), le NTA (acide nitrilo-triacétique), le DCTA (acide 1,2 di-amino-cyclohexane tétraacétique) ou 1'EGTA (acide éthylène glycol-bis [2-amino-éthyl ether] tétraacétique). Préférentiellement, la concentration de l'agent complexant dans la phase aqueuse est comprise entre 0,01M et 2M, voire entre 0,05M et 2M, de préférence entre 0,1M et 0,5M, et encore plus préférentiellement entre 0,1M et 0,3M. Outre son coût modéré, l'acide citrique présente l'intérêt d'être extrêmement soluble dans l'eau à froid comme à chaud (59,2% en poids à 20°C et 78,8% à 80°C). Cette très forte solubilité est particulièrement intéressante pour travailler à forte concentration sans risquer une possible cristallisation de l'agent complexant, notamment à chaud. L'acide oxalique est également très soluble (143 g/1 à 25 °C) et peut complexer de nombreux métaux. Cependant, il n'est pas capable de solubiliser les dépôts de CaSO4 en raison de l'insolubilité de l'oxalate de calcium. L'EDTA, malgré sa solubilité relativement faible (10 g/1 à 20°C soit 0,034 M) offre des constantes d'équilibre de complexation élevées avec la plupart des métaux, et, fait particulièrement intéressant, même à faible pH. Les trois acides décrits précédemment (acide citrique, acide oxalique et l'EDTA) peuvent être choisis seuls, en mélange binaire, ou en mélange ternaire. Préférentiellement, on utilisera un mélange binaire d'acide citrique et d'EDTA dans lequel : (i) la concentration de l'acide citrique est comprise entre 0,05M et 2M, de préférence entre 0,1M et 0,5M, et encore plus préférentiellement entre 0,1M et 0,3M et (ii) la concentration en EDTA est comprise entre 0 et 0,015 M. Par ailleurs, il peut être avantageux d'utiliser une solution d'acide citrique présentant une concentration pouvant aller jusqu'à 2M. Cela permet d'une part d'augmenter la cinétique de la réaction d'extraction des composés métalliques. D'autre part, cela permet d'obtenir une densité de la phase aqueuse plus élevée que celle de l'eau, ce qui accélère la séparation par gravité des deux phases, sachant que la densité d'un gazole lourd peut atteindre par exemple 0,95 kg/dm3. En général, la phase organique est plus légère que la phase aqueuse et c'est ce cas qui est considéré dans ce qui suit. Si tel n'est pas le cas, la phase aqueuse peut être rendue plus lourde que la phase organique en jouant sur la concentration en acide citrique comme indiqué ci dessus. Ainsi, le traitement de la phase organique peut être réalisé dans un ensemble de réacteurs comprenant : une ligne d'entrée de la phase organique, pouvant comporter éventuellement un filtre à particules; une ligne d'entrée de la solution complexante, pouvant comporter également un filtre à particules; un dispositif de mélange des deux phases; un séparateur à haute efficacité et des sorties pour la phase organique traitée (partie haute du séparateur) et pour la solution complexante chargée (partie basse du séparateur). La solution complexante chargée est régénérée sur un échangeur d'ions cationique et est réintroduite dans le réacteur par l'entrée déjà mentionnée. La phase organique traitée peut être acheminée vers le procédé auquel elle est destinée, par exemple l'équipement thermique, ou, si le taux d'extraction visé des métaux n'est pas atteint, elle peut être réinjectée à l'entrée du système, par l'entrée déjà mentionnée. On peut ainsi, avec un même système, de dimensionnement limité, obtenir un taux de purification plus ou moins élevé de la phase organique en ajustant son taux de recirculation dans le système. L'étape a) de mélange de la phase aqueuse et de la phase organique comprend de préférence l'utilisation d'un mélangeur � à forte turbulence � installé en ligne, tel qu'un mélangeur statique ou un mélangeur dynamique. Préférentiellement, l'étape de mélange est réalisée en ligne plutôt que par volumes discrets successifs (� traitement en batches �), en vue de supprimer les phénomènes de moussage qui peuvent résulter d'un contact air/liquide. La configuration en ligne, sous pression, qui est ipso facto celle du mélangeur statique, permet en effet d'éviter tout contact air/liquide pourvu que la ligne ait été préalablement purgée d'air. La mousse qui pourrait se former et qui serait chargée en complexe métallique, risquerait de passer dans la phase organique lors de la séparation ce qui dégraderait le taux de purification. On veillera donc à ce que le circuit soit complètement purgé d'air avant sa mise en route. Par ailleurs, il est possible, en vue de prévenir tout phénomène de moussage résiduel, de recourir à l'ajout d'une faible concentration d'anti-mousse pourvu qu'il n'interagisse ni avec l'échangeur d'ions (produit anti-mousse non ionique), ni avec l'agent complexant. De tels produits anti-mousse sont par exemple les anti-mousses siliconés, le palmitate de sorbitan ou le mono-oléate de sorbitan. Le niveau d'énergie mécanique à transférer aux deux phases est un paramètre important qui conditionne directement la taille des gouttes de la phase émulsionnée et par conséquent la surface de contact entre les deux phases. Lors du mélange, cette énergie mécanique est en effet transformée en énergie interfaciale, avec un certain rendement lié à la conception du mélangeur. L'énergie interfaciale est par définition proportionnelle à la surface de contact entre les deux phases (donc inversement proportionnelle au carré du rayon moyen des gouttes de l'émulsion), le coefficient de proportionnalité étant la � tension interfaciale entre les deux phases �. Plus la tension interfaciale est élevée, plus la mise en émulsion de d'une phase dans l'autre requiert de l'énergie mécanique (et plus, inversement, la � résolution � de l'émulsion sera facile). Dans le cas d'un mélangeur dynamique, le niveau d'énergie à transférer aux deux fluides à mélanger s'exprime sous forme d'énergie mécanique d'entraînement et peut être fixé, également à titre indicatif, entre 0,5 à 15 kJ/dm3 environ (kilo Joule par décimètre cube de fluide), ceci en fonction de la taille moyenne des gouttes à former et de l'efficacité intrinsèque du mélangeur. Dans le cas d'un mélangeur statique, le niveau d'énergie mécanique apte à générer une émulsion submillimétrique s'exprime sous forme de perte de charge et peut être fixé entre 1 et 10 bars environ. I1 est important de noter qu'une perte de charge qui est une transformation d'énergie mécanique en turbulence, est équivalente à une quantité d'énergie rapportée au volume de fluide (1 kPa = 1 kJ/m3). Préférentiellement, l'étape de mélange est réalisée à l'aide d'un dispositif assurant une taille de gouttes très fine et plus préférentiellement inférieure à quelques centaines de micromètres, ce qui conduit à recourir à un � mélangeur à forte turbulence �. On entend ici par � mélangeur à forte turbulence � un dispositif de mélange, de type � statique � ou � dynamique �, capable de transmettre aux deux phases à mélanger une quantité déterminée, qui est définie précédemment, d'énergie mécanique rapportée à l'unité de volume des fluides. Un mélangeur statique est par exemple un tronçon de tube garni intérieurement de dispositifs fixes tels que des chicanes, hélices ou garnissages (dont la géométrie est conçue pour créer des turbulences) et dans lequel le mélange de liquides, exempt d'air, est forcé de passer à une vitesse minimale calculée pour créer une perte de charge apte à générer l'émulsion. Un mélangeur dynamique peut être par exemple un agitateur électrique à pales en ligne ou à fort taux de cisaillement des phases. Dans ce dernier type de dispositif, représenté typiquement par les appareils commerciaux � Dispax-Reactor� �, les deux fluides sont mis en circulation entre deux couronnes cylindriques coaxiales, crénelées longitudinalement et qui tournent à grandes vitesses et en sens inverses (ou bien dont l'une est fixe et l'autre est en rotation très rapide); l'énergie de turbulence ainsi impartie aux deux phases dans le champ intense de contrainte de cisaillement créé entre les deux cylindres, est transformée avec un excellent rendement en énergie interfaciale ce qui permet la dispersion de la phase émulsionnée sous forme d'émulsion très fine (taille moyenne de gouttes de un ou quelques dizaines de microns). Par exemple, pour une énergie mécanique de 0,7 kW/dm3, la taille moyenne des gouttes avec les dispositifs � Dispax-Reactor� � est de l'ordre 50 �m ; pour une énergie de 15 kJ/dm3, elle est de l'ordre de 10 �m. A noter que c'est la combinaison d'une technologie de séparation particulière (coalescence liquide-liquide, décrite ci-dessous) avec cette étape de mélange qui permet d'écarter le risque de formation d'une émulsion mal résolue en sortie du système. L'étape de mélange est réalisée avec un rapport volumique de la phase aqueuse sur la phase organique supérieur ou égal à 0,1, préférentiellement supérieur ou égal à 0,5, et plus préférentiellement encore supérieur ou égal à 1. En effet, l'adjonction au procédé d'une étape de régénération de la solution complexante, étape décrite ci-dessous, permet d'utiliser un rapport volumique (phase aqueuse/phase organique) relativement élevé, sans modifier ni le volume d'eau consommé ni celui d'effluent aqueux à traiter. On peut donc choisir le rapport volumique (phase aqueuse/phase organique) le plus avantageux pour l'efficacité du procédé, contrairement aux procédés de l'art antérieur pour lesquels on doit se limiter en pratique à des valeurs inférieures ou égales à 0,1. On peut ainsi prendre un rapport supérieur ou égal à 0,5 voire supérieur ou égal à 1, en vue notamment, mais pas obligatoirement, de créer une émulsion � huile dans eau � (� H/E �) plutôt que � eau dans huile � (� E/H �), l'intérêt majeur d'une émulsion � H/E � résidant dans le fait qu'elle maximise le rapport (surface/volume) de la phase organique, rapport qui conditionne directement la cinétique d'extraction. A noter que des émulsions � H/E � pourraient aussi être obtenues avec un rapport (phase aqueuse/phase organique) faible en utilisant des tensio-actifs spéciaux en fortes concentrations; toutefois de telles émulsions seraient difficiles à séparer et contrarieraient fortement l'étape suivante de séparation. Un autre avantage lié à l'utilisation d'un grand volume de solution complexante, sans préjuger du type d'émulsion (� H/E � ou � E/H �), réside dans le fait que la concentration en agent complexant reste sensiblement constante et en excès durant l'étape d'extraction, ce qui tend à déplacer l'équilibre de la réaction d'extraction dans le sens voulu, à savoir celui où le métal présent dans la phase organique se retrouve dans la phase aqueuse. Un grand volume de solution complexante permet aussi de réduire la concentration résiduelle de métaux restant dans la phase organique. En effet, la phase organique contient toujours, après traitement, une faible proportion massique � e �, de solution complexante chargée qui s'y trouve sous forme émulsionnée (émulsion � E/H �). Cette faible proportion de solution complexante chargée contient du complexe métallique en concentration � c � qui est la même concentration que celle dans la phase complexante chargée après l'extraction, exprimée en mg/kg. La valeur de e dépend de la technique de séparation. La concentration, en mg/kg, du métal qui reste dans la phase organique est alors égale au produit (e.c) et sera désignée dans ce qui suit par � concentration métallique entraînée �. La valeur de la � concentration métallique entraînée � est plus faible dans le cas d'un fort volume d'eau puisque, e étant constant à technique de séparation constante, la valeur de la concentration en métal � c � est plus faible par effet de dilution. On peut juger simplement de l'importance de cet effet en observant que lorsque le rapport (phase aqueuse/phase organique) passe de 0,1 (valeur maximale de l'art actuel) à 1, la valeur de la concentration en métal � c � et donc de la � concentration métallique entraînée � est réduite d'un facteur 10. S'il s'avère nécessaire de réduire encore la � concentration métallique entraînée �, on peut aussi minimiser le rapport massique e, en utilisant un � désémulsifiant � ou � agent briseur d'émulsion � introduit en faible concentration dans la phase aqueuse (de quelques dizaines à quelques centaines de ppm en volume). I1 est connu qu'un tensio-actif apte à promouvoir une émulsion � H/E � est aussi apte à rompre les émulsions � E/H �. On prendra donc, selon ce critère, un tensio-actif dont la Balance Hydrophyle-Lipophile ou � HLB � est comprise entre 8 et 13, valeurs propres à favoriser, dans le cas présent, la rupture de l'émulsion de la phase aqueuse résiduelle dans la phase organique. On diminue ainsi la proportion massique e et donc la � concentration métallique entraînée � ($.c). Un tel tensio-actif, qui ne doit par ailleurs interagir ni avec l'agent complexant ni avec l'échangeur d'ions, peut être de nature non ionique, par exemple un produit de la série des tensio-actifs Pluronics� dans lequel la séquence ethoxy/propoxy est choisie pour réaliser une HLB de 8 à 13. Ce type de tensio-actif apte à déstabiliser les émulsions � E/H � est par ailleurs utile dans les cas difficiles où � l'eau salée originelle � est présente dans le combustible sous forme de micro-émulsions difficiles à briser. L'étape de mélange de la phase aqueuse et de la phase organique peut éventuellement être réalisée à une température supérieure à la température ambiante. L'augmentation de température permet d'augmenter la cinétique et, dans certains cas, le rendement à l'équilibre de l'extraction, par exemple dans le cas d'une contamination par des composés métalliques du type oxyde divisé. Afin de diminuer la consommation d'énergie thermique lors du traitement, on peut utiliser avantageusement un économiseur de chaleur capable d'échanger l'énergie thermique entre les deux flux entrant et sortant du dispositif. L'étape de séparation qui suit l'étape de mélange consiste à séparer la phase organique et la phase de solution complexante qui a capté l'eau salée originelle, ces deux phases pouvant être associées sous forme d'émulsion H/E ou E/H. L'étape de séparation peut être réalisée par exemple par séparation centrifuge, par séparation électrostatique ou bien encore par séparation coalescente liquide- liquide. Préférentiellement, l'étape de séparation est réalisée selon un procédé de � coalescence liquide-liquide �. Ce type de procédé assure en effet une grande efficacité de séparation et présentent l'avantage essentiel de comporter peu ou pas d'organes rotatifs, et peu ou pas d'éléments électriques. La maintenance mécanique nécessaire à ce type de procédé est donc fortement limitée, notamment en comparaison avec celle requise par les procédés de séparation par centrifugation ou électrostatique. La description qui suit de la technologie de séparation par coalescence liquide-liquide couvre indifféremment les émulsions � H/E � et les émulsions � E/H �. La technologie de séparation par coalescence liquide-liquide repose d'une part sur les énergies interfaciales décrites précédemment, et d'autre part sur l'existence d'une différence de densité entre les deux liquides. L'expérience montre qu'en pratique, une différence de densité de 0,15 entre les deux phases à séparer permet une mise en oeuvre efficace de la séparation par coalescence liquide-liquide. Lorsque deux gouttes de la phase émulsionnée se rencontrent, elles tendent à s'unir spontanément pour former une goutte unique plus grosse. Ce phénomène, appelé � coalescence �, est favorisé par la diminution de l'énergie interfaciale des deux gouttes. Dans les séparateurs liquide-liquide, le mélange à séparer, préalablement débarrassé de ses particules solides, est percolé à travers un premier � élément coalesceur � qui peut être constitué par un média poreux semblable à un élément filtre tissé ou plissé assurant une filtration en profondeur. Ce média possède un réseau de canaux très fins (inférieur à 100 �m) et présente en outre des propriétés de surface en affinité avec la phase émulsionnée. I1 est ainsi hydrophile (matière telle que fibre de verre ou textile naturel: coton) dans le cas d'une émulsion � E/H �, et hydrophobe (matière synthétique telle que nylon, polyester, polypropylène, difluorure de polyvylidène ou téflon) dans le cas d'une émulsion � H/E �. Les micro-gouttes de la phase émulsionnée s'adsorbent préférentiellement sur les parois internes de ce média, s'y accumulent pour se rencontrer et former de plus grosses gouttes ce qui réduit l'énergie de tension interfaciale de l'ensemble des deux liquides. Ce processus de coalescence constitue l'étape initiale de la séparation. Vu le faible diamètre des pores de l'élément coalesceur, ces gouttes restent de taille submillimétrique et n'ont pas en général de diamètres suffisant pour se séparer de la phase continue sous le seul effet de la gravité. Le mélange sortant de l'élément coalesceur est donc injecté dans un second élément ou � élément séparateur �, qui est caractérisé cette fois par des orifices de passage de taille macroscopique et des propriétés de surface opposées à celles de la phase dispersée (matériau hydrophobe dans le cas d'une émulsion � E/H � et matériau hydrophile dans le cas d'une émulsion � H/E �). Par conséquent, lors de leur passage, les gouttes submillimétriques de la phase dispersée sont repoussées par les parois de tels orifices, se regroupent et coalescent à nouveau pour engendrer cette fois des gouttes de tailles millimétriques pouvant se séparer de la phase continue, sous l'effet de la gravité. C'est la seconde étape de la séparation durant laquelle la différence de densité entre les deux liquides permet le drainage et la séparation de la phase interne coalescée et évite son entraînement dans la phase continue. Plus la différence de densité entre les deux phases est élevée et plus la séparation secondaire est rapide et complète. Dans le cadre de la présente invention, on sera donc amené à choisir un jeu d'éléments coalesceur/séparateur conforme au type d'émulsion phase organique/solution complexante. Dans le cas d'une émulsion � H/E �, on prendra par exemple un élément coalesceur en matière hydrophobe, telle que du polymère fluoré et un élément séparateur en matière hydrophile telle que de la fibre de verre ou du coton. Le choix sera inversé dans le cas d'une émulsion � E/H �. Des améliorations de conception tels que ceux décrits dans le brevet EP0930 926 B1 (par exemple: adjonction d'un élément � classifieur � placé entre les deux éléments coalesceur et séparateur; paroi de l'élément coalesceur comportant à la fois des orifices macroscopiques assurant le passage de la phase dispersée et des canaux microscopiques assurant la percolation de la seule phase continue) permettent de parfaire les performances du système. Enfin, dans le cas où un désémulsifiant a été utilisé dans l'étape de mélange pour détruire une micro-émulsion très stable de la phase � eau salé originelle � dans le combustible, on sera amené soit à utiliser des media coalesceurs qui ne sont pas désactivés par les tensio-actifs (ce phénomène de désactivation ou � disarming � est dû à la formation d'un film de tensio-actif adsorbé sur le média qui fait écran à la phase émulsionnée) soit à ajuster la stratégie de séparation par coalescence liquide-liquide en changeant par exemple la nature hydrophile/lipophile de l'élément coalesceur comme préconisé dans le brevet US 6 764 598 B2. I1 convient de noter que, quel que soit le type d'émulsion � E/H � ou � H/E � mise en oeuvre dans l'étape de mélange, une quantité résiduelle mais non nulle de phase organique se trouve entraînée, après l'étape de séparation, dans la phase liquide, à un niveau inférieur à 1000mg/kg. L'expérience montre que l'utilisation d'acide citrique en concentration supérieure à 0,05M et donc relativement élevée (>_ 1Og/1) permet de réduire cet entraînement ; en particulier, l'acide citrique, de par son caractère acide, empêche la solubilisation des acides naphténiques qui sont contenus dans les hydrocarbures pétroliers et qui sont susceptibles de générer des émulsions � H/E � et par conséquent d'augmenter cet effet d'entraînement. L'étape de régénération de la solution complexante sur un échangeur d'ions cationique, qui suit l'étape de séparation, permet de diminuer la quantité d'effluents produits par le procédé. En effet, lors de cette régénération, les métaux que contient la solution complexante chargée, sont extraits par l'échangeur d'ions cationique, et la solution complexante retrouve alors la fraction des agents complexants qui avait été consommée sous forme de complexes métalliques ; la solution complexante ainsi obtenue, peut être recyclée, un certain nombre de fois, vers l'amont du dispositif de mélange. Ce recyclage de la solution complexante chargée permet donc de réduire fortement la consommation d'eau et le volume d'effluents aqueux généré par le procédé. L'étape de régénération peut être effectuée en continue ou périodiquement. Dans ce dernier cas, lorsque l'étape de régénération n'est pas mise en oeuvre, la solution complexante chargée est réintroduite directement à l'étape a de mélange du procédé. En effet, en raison de la forte stabilité thermodynamique des complexes métalliques formés et du fort excès initial de l'agent complexant, il est possible de remettre en contact la solution complexante chargée avec une nouvelle fraction de phase organique à traiter, tout en limitant la libération, dans ladite phase organique, des métaux complexés précédemment. Préférentiellement, l'échangeur d'ions cationique est une résine cationique forte sous forme acide. Les résines fortes qui réagissent quantitativement avec les complexes sont capables de fixer plus efficacement et plus rapidement les métaux contenus dans la solution complexante chargée. Elles permettent donc d'obtenir des taux de captage des métaux et de régénération de l'acide citrique plus élevés que les résines cationiques faibles. I1 convient de noter que lorsque les métaux contenus dans le combustible sont associés à des anions forts (par exemple Na+ associé à Cl-), le passage de la solution complexante chargée sur l'échangeur cationique fort génère l'acide correspondant (par exemple HC1), lequel n'a pas d'effet négatif sur l'ensemble du procédé mais est susceptible de se concentrer dans la solution complexante au fil des cycles d'extraction-régénération et de causer des problèmes de corrosion. I1 est possible, lorsque ce cas se présente, d'éviter cette concentration en faisant passer périodiquement la solution complexante sur un échangeur anionique saturé en ion citrate, ce qui aura pour effet de remplacer les anions forts (Cl-) par des ions citrates. Par ailleurs, comme indiqué précédemment, une quantité résiduelle de phase organique se trouve entraînée, après l'étape de séparation, dans la phase liquide. Cette matière organique entraînée dans la solution complexante chargée est susceptible de se fixer à la surface des grains de résine échangeuses d'ions et donc de diminuer l'efficacité de l'échangeur cationique. Lorsque ce cas se présente, il est possible d'installer une colonne de charbon actif en amont de l'échangeur cationique fort pour y fixer cette matière organique. La phase organique peut être un combustible liquide. Le combustible liquide peut être un biocombustible liquide, un combustible liquide fossile (tel que gazole léger, gazole lourd, naphta ou kérosène, Light Cycle Oil ou � LCO � ou Heavy Cycle Oil ou � HCO �), ou un mélange des deux catégories. Le LCO et le HCO sont des produits internes de raffineries provenant des unités de � Fluid Catalytic Cracking � qui ont la même valeur énergétique que les gazoles mais sont très souvent contaminés par des métaux. L'invention se rapporte également à l'utilisation d'au moins un agent complexant pour traiter une phase organique comprenant au moins un composé métallique, dans lequel l'agent complexant est mélangé sous forme de solution aqueuse à la phase organique de manière à former un complexe, est ensuite séparé, de préférence par coalescence liquide-liquide, de la phase organique traitée et est régénéré par échange d'ions sur une résine cationique afin d'être mélangé à nouveau à une phase organique. Afin d'illustrer l'invention, plusieurs modes de réalisation sont décrits ci-après. Exemple 1 : On considère une huile végétale brute (huile de palme) destinée à être brûlée en chaudière et contaminée par 50 mg/kg de calcium sous forme liposoluble. Cette huile doit être épurée à moins de 10 mg/kg de calcium (Ca) en vue de réduire la formation de CaSO4 qui encrasserait les tubes des échangeurs de la chaudière. L'huile de palme est solide à température ambiante et, pour devenir liquide et suffisamment fluide, elle doit être chauffée à 60°C, température où sa densité est de l'ordre de 0,90. Cette huile est mélangée, à 60°C, à une solution aqueuse d'acide citrique 1 M dont la densité à cette température est de l'ordre de 1,15 ce qui assure une différence de densité de 0,25 favorable pour la séparation gravitaire des deux phases. Compte tenu de la forte viscosité de l'huile de palme, on préférera une émulsion de type � huile dans eau � et avec un rapport (phase aqueuse/phase organique) élevé. On prendra par exemple un rapport volumique (eau/biodiesel) égal à 1,5. L'étape de mélange/extraction est effectuée en ligne en faisant passer le biocombustible et la solution complexante, à 60°C, dans un réservoir purgé d'air et équipé d'un mélangeur à pales à haute énergie. Un complexe citrique du calcium se forme alors selon la réaction : (2) [COOH-CHz-C(OH)(COOH)-CHz-COOH]aq + [Ca(R-COO)2]org [Ca++, COO--CHz-C(OH)(COOH)-CHz-COO-]aq+ 2[R-COOH]org où la phase aqueuse est désignée par l'indice � aq � et la phase biodiesel par l'indice � org � et R est un radical hydrocarboné constitutif du biodiesel. La séparation des phases est ensuite faite sur un système coalesceur liquide-liquide dont, par exemple, l'élément coalesceur est en fibres de polypropylène et l'élément séparateur en microfibres de verre. L'expérience a montré que, une fois que la solution complexante chargée en calcium a été séparée, l'huile végétale épurée contenait moins de 2 mg/kg de calcium. Un bilan de masse simple montre que la phase aqueuse en contenait au moins 33,3 mg/kg. On met aussi en oeuvre une étape de régénération par échange d'ions sur une résine cationique forte sous forme acide (symbolisée par la formule chimique � Res-H �). La réaction d'échange est la suivante : (3) [Ca++, COO--CHz-C(OH)(COOH)-CHz-COO- ]aq + 2 Res-H 2[000H-CH2-C(OH)(COOH)-CH2-COOH]aq + Ca-(Res)2 La résine cationique, une fois parvenue à saturation, peut être elle-même régénérée, par exemple à l'aide d'une solution d'acide fort tel que l'acide chlorhydrique ou nitrique, selon la réaction classique suivante : (4) Ca-(Res)2 + 2 [HC1]aq - 2 Res-H + [Ca++, 2C1-]aq Le bilan global des réactions (2) à (4) est un simple transfert des ions calcium de l'huile de palme vers l'effluent de régénération de la résine, soit : (5) [Ca(R-COO)2]org + 2 [HC1]aq 2 [R-COOH]org + [Ca++, 2 C1-]aq Exemple 2 : On considère un biodiesel qui est contaminé par 10 mg/kg de potassium, 12 mg/kg de calcium et 1,5 mg/kg de sodium, sous formes liposolubles, et qui doit être purifié avant combustion dans une turbine à gaz de 2ème génération. Le constructeur de cette turbine spécifie une teneur maximale en (sodium + potassium) de 1 mg/kg et une teneur maximale en calcium de 2 mg/kg. Ce biodiesel, de densité 0,88 est mélangé, à température ambiante, avec une solution aqueuse d'acide citrique 0,2 M dont la densité, de l'ordre de 1,05, assure une différence de densité de 0,17, suffisant pour la séparation gravitaire des deux phases. L'étape de mélange est effectuée en ligne en prenant un rapport volumique (eau/biodiesel) égal à 0,5 (émulsion H/E) et en utilisant un mélangeur statique présentant une perte de charge de 3 bars. Des complexes citriques du calcium, du potassium et du sodium se forment. Les réactions sont la réaction (2) pour le calcium et la réaction suivante (2') pour les alcalins : (2') [COOH-CH2-C(OH)(COOH)-CH2-COOH]aq + [R-COO-M]org [M+, COOH-CH2-C(OH)(COOH)-CH2-COO-]aq+[R-COOH]org où � M � désigne Na ou K. Ensuite, la séparation des phases est faite sur un système coalesceur liquide-liquide dont, par exemple, l'élément coalesceur est à nouveau en fibres de polypropylène et l'élément séparateur en fibres de coton. L'expérience a montré que, une fois que la solution complexante chargée en sodium et potassium a été séparée, le biodiesel épuré contenait moins de 0,3 mg/kg de potassium, moins de 0,1 mg/kg de Na (soit moins de 0,4 mg/kg au total de potassium et de sodium) et moins de 0,3 mg/kg de calcium. Par conséquent le bilan de matière indique que la phase aqueuse devait contenir 19,4 mg/kg de potassium, 2,8 mg/kg de sodium et 23,4 mg/kg de calcium. On met également en oeuvre une étape de régénération par échange d'ions sur une résine cationique forte sous forme acide. La réaction d'échange est, dans le cas des métaux alcalins : (3') [M+, COOH-CHz-C(OH)(COOH)-CHz-COO- ]aq + Res-H [COOH-CHz-C(OH)(COOH)-CHz-COOH]aq + Res-M. On régénère ainsi l'acide citrique qui peut donc être recyclé. La résine cationique, une fois parvenue à saturation, peut être elle-même régénérée, par exemple à l'aide d'une solution d'acide chlorhydrique ou nitrique, selon les réactions Le bilan global des réactions (2') à (4') est ici aussi un simple transfert des ions alcalins et alcalino-terreux du combustible liquide vers l'effluent de régénération de la résine, soit les deux réactions : (5) [Ca(R-COO)2]org + 2 [HC1]aq 2 [R-COOH]org + [Ca++, 2 C1-]aq (5') [R-COOM]org + [HC1]aq [R-COOH]org + [M+, C1-]aq. Ainsi, le procédé permet d'extraire plus efficacement et de manière plus économique les métaux alcalins et alcalino-terreux présents dans le biodiesel. De plus, la mise en oeuvre d'une étape de régénération permet de limiter la consommation de l'agent complexant utilisé et de produire un volume d'effluent liquide très limité. Exemple 3: On considère un gazole contaminé par 1,5 mg/kg de sodium, 0,2 mg/kg de potassium, 0,5 mg/kg de fer et 1,6 mg/kg de plomb (contamination par une essence plombée) et devant être purifié avant combustion dans une turbine à gaz de 3ème génération dont le constructeur spécifie une teneur maximale en (sodium et potassium) de 0,2mg/kg et une teneur maximale en plomb de 1 mg/kg. Ce gazole, de densité de 0,85 est mélangé, à température ambiante, à une solution aqueuse d'acide citrique 0,2 M additionnée d'EDTA 0,015 M et dont la densité est de l'ordre de 1,05 ce qui assure une différence de densité entre les deux phases (0,2) favorable à une séparation gravitaire. L'EDTA est ajouté à l'acide citrique pour améliorer la solubilisation (4) Ca-(Res)2 + 2 [HC1]aq - 2 Res-H + [Ca++, 2C1-]aq (4') Res-M + [HC1]aq Res-H + [M+, C1-]aq des oxydes de fer et des composés du plomb. Pour tenir compte du niveau relativement bas de métaux alcalins requis en sortie, l'étape de mélange/extraction est effectuée à température ambiante en prenant un rapport volumique (eau/gazole) élevé et égal à 2 de façon à former une émulsion � H/E � ; on utilisera par ailleurs un appareil mélangeur Dispax-Reactor� installé en ligne et dispensant aux liquides une énergie de l'ordre de 5 kJ/dm3, de façon à obtenir une émulsion gazole/eau avec une taille de goutte de l'ordre de 30 �m. Des complexes des acides citriques et EDTA des quatre métaux se forment. Ensuite, la séparation des phases est faite sur un système coalesceur liquide-liquide dont l'élément coalesceur est à base de fibres de polymères fluorocarbonés et l'élément séparateur à base de micro-fibres de verre. Une fois que la solution complexante chargée en métaux a été séparée, le gazole épuré contient moins de 0,1 mg/kg de sodium et potassium, moins de 0,1 mg/kg de plomb, ce qui le rend conforme à la spécification applicable, et moins de 0,1 mg/kg de fer. A noter que le constructeur ne spécifie pas de teneur maximale en fer ; toutefois, la réduction de ce dernier est utile pour éviter l'encrassement du circuit du carburant (filtres). REVENDICATIONS1. Procédé de traitement d'une phase organique non-miscible à l'eau et contenant au moins un composé métallique, caractérisé en ce que : a) on mélange, de manière à former une émulsion, la phase organique avec une phase aqueuse comprenant au moins un agent complexant capable de former un complexe avec le métal dudit composé métallique, b) on sépare, de préférence par coalescence liquide-liquide, la phase aqueuse comprenant le complexe formé, de la phase organique traitée, c) on régénère l'agent complexant de ladite phase aqueuse en décomposant le complexe formé par passage sur un échangeur d'ions cationique sous forme acide, et d) on réutilise la phase aqueuse comprenant ledit agent complexant régénéré, dans l'étape a). 2. Procédé selon la revendication précédente dans lequel, lors de l'étape a) de mélange, le rapport volumique de la phase aqueuse sur la phase organique est supérieur ou égal à 0,1, préférentiellement supérieur ou égal à 0,5, et encore plus préférentiellement supérieur ou égal à 1. 3. Procédé selon l'une des revendications précédentes dans lequel la concentration de l'agent complexant clans la phase aqueuse est comprise entre 0,05M et 2M, de préférence entre 0,IM et 0,5M, et encore plus préférentiellement entre 0,1M et 0,3M. 4. Procédé selon l'une des revendications précédentes dans lequel l'étape a) de mélange de la phase aqueuse et de la phase organique comprend l'utilisation d'un mélangeur à forte turbulence, installé en ligne, tel qu'un mélangeur statique ou un mélangeur dynamique. 5. Procédé selon la revendication précédente dans lequel le mélangeur dynamique est un agitateur électrique à pales ou à fort taux de cisaillement des phases. 6. Procédé selon l'une des revendications précédentes dan s lequel l'agent complexant comprend un agent chélatanL, par exemple l'acide citrique. 7. Procédé selon l'une des revendications précédentes dans lequel la phase organique est un combustible liquide, par exemple un combustible liquide fossile ou un biocombustibic liquide. 8. Procédé selon l'une des revendications précédentes dans lequel l'étape a) de mélange de la phase aqueuse et de la phase organique est réalisée à une température supérieure à la température ambiante. 9. Procédé selon l'une des revendications précédentes dans lequel l'échangeur est une résine cationique forte sous forme acide.