# Etude Expérimentale et Isotherme d'un "Lit Fluidisé à Circulation Ascendante": Identification des Régimes de Fluidisation

Ronny Gueguen, Guillaume Sahuquet, Samuel Mer, Adrien Toutant, Françoise Bataille, Gilles Flamant

<figure><img src="image_1.png" /></figure>

To cite this version:

Ronny Gueguen, Guillaume Sahuquet, Samuel Mer, Adrien Toutant, Françoise Bataille, et al. Etude Expérimentale et Isotherme d'un "Lit Fluidisé à Circulation Ascendante": Identification des Régimes de Fluidisation. Société Française de Génie des Procédés, 2022, Toulouse, France. hal-03927148

HAL Id: hal-03927148

https://hal.science/hal-03927148v1

Submitted on 10 Oct 2024

HAL is a multi-disciplinary open access
archive for the deposit and dissemination of sci-
entific research documents, whether they are pub-
lished or not. The documents may come from
teaching and research institutions in France or
abroad, or from public or private research centers.

L'archive ouverte pluridisciplinaire HAL, est
destinée au dépôt et à la diffusion de documents
scientifiques de niveau recherche, publiés ou non,
émanant des établissements d'enseignement et de
recherche français ou étrangers, des laboratoires
publics ou privés.

<figure><img src="image_2.png" /></figure>

Distributed under a Creative Commons Attribution 4.0 International License
# Experimental Study of an upflow Fluidized Bed: Identification of Fluidization Regimes

Ronny GUEGUEN¹, Guillaume SAHUQUET¹, Samuel MER², Adrien TOUTANT², Françoise BATAILLE², Gilles FLAMANT¹

1 : Laboratoire Procédés, Matériaux et Energie Solaire (PROMES-CNRS), Université de Perpignan (UPVD), 7 rue du Four Solaire, 66120 Font-Romeu-Odeillo, France.

2 : Laboratoire PROMES-CNRS, UPVD, Tecnosud, Rambla de la Thermodynamique, 66100 Perpignan, France.

**Abstract** : The concept of solar receiver using fluidized particles as heat transfer fluid is attractive from the point of view of its performance but also of the material used. In this concept, the receiver is composed of tubes subjected to concentrated solar radiation in which the fluidized particles circulate vertically. Circulation in the tubes, immersed in a "nurse" fluidized bed, is ensured thanks to a controlled pressure difference imposed on the latter and secondary aeration. This ventilation located at the bottom of the absorber tubes makes it possible to control the fluidization regimes. The latter strongly influence the parietal heat transfers and therefore the performance of the receiver. In order to better understand the conditions of appearance of these regimes and to better identify them, a study at room temperature was carried out with a tube 45 mm in internal diameter and 3.63 m in height. The tube is instrumented with several pressure sensors distributed over its height. More than 170 experiments have been performed exploring wide ranges of particle and aeration flow rates, with and without particle circulation. Signal processing methods, classically used in the scientific literature of fluidized beds, are applied. Combined together, these methods have enabled the identification of bubbling, pistoning (of the wall and axisymmetric), turbulent fluidization and rapid fluidization regimes. The pooling of all this information allows the establishment of a diagram of the fluidization regimes and their transition, showing that the local slip velocity is the key parameter governing the structure of the flow.
# Étude Expérimentale Isotherme d'un « Lit Fluidisé à Circulation Ascendante » : Identification des Régimes de Fluidisation

Ronny GUEGUEN¹, Guillaume SAHUQUET¹, Samuel MER², Adrien TOUTANT², Françoise BATAILLE², Gilles FLAMANT¹

Affiliation 1 : Laboratoire Procédés, Matériaux et Energie Solaire (PROMES-CNRS), Université de Perpignan (UPVD), 7 rue du Four Solaire, 66120 Font-Romeu-Odeillo, France.

Affiliation 2 : Laboratoire PROMES-CNRS, UPVD, Tecnosud, Rambla de la Thermodynamique, 66100 Perpignan, France.

## Résumé

Le concept de récepteur solaire utilisant des particules fluidisées comme fluide de transfert de chaleur est attractif du point de vue de ses performances mais également du matériau utilisé. Dans ce concept, le récepteur est composé de tubes soumis au rayonnement solaire concentré dans lesquels les particules fluidisées circulent verticalement. La circulation dans les tubes, immergés dans un lit fluidisé « nourrice », est assurée grâce à une différence de pression contrôlée imposée à ce dernier et à une aération secondaire. Cette aération localisée en bas des tubes absorbeurs permet de contrôler les régimes de fluidisation. Ces derniers influencent fortement les transferts de chaleur pariétaux et donc les performances du récepteur. Afin de mieux comprendre les conditions d'apparition de ces régimes et de mieux les identifier, une étude à température ambiante a été effectuée avec un tube de 45 mm de diamètre interne et de 3,63 m de hauteur. Le tube est instrumenté de plusieurs capteurs de pression répartis sur sa hauteur. Plus de 170 expériences ont été réalisées en explorant de larges gammes de débits de particules et d'aération, avec et sans circulation de particules. Les méthodes de traitement du signal, classiquement utilisées dans la littérature scientifique des lits fluidisés, sont appliquées. Combinées entre elles, ces méthodes ont permis l'identification des régimes de bullage, de pistonnage (de paroi et axisymétrique), de fluidisation turbulente et de fluidisation rapide. La mise en commun de toutes ces informations permet l'établissement d'un diagramme des régimes de fluidisation et de leur transition, montrant que la vitesse de glissement locale est le paramètre clé gouvernant la structure de l'écoulement.

## Introduction

L'utilisation de particules minérales en tant que fluide de transfert de chaleur et milieu de stockage dans un système thermique de conversion de l'énergie solaire est peu coûteuse et permet d'atteindre les hautes températures nécessaires à l'intégration de cycles thermodynamiques à hauts rendements, augmentant ainsi les performances générales des centrales solaires à concentration. Un accroissement relatif d'environ 20 % est atteignable grâce à cette nouvelle technologie. Plusieurs technologies de récepteurs solaires à particules sont actuellement à l'étude. On peut citer, le récepteur centrifuge développé par la DLR, Allemagne (Wu et al., 2014), celui à rideaux tombants de Sandia, USA (Ho et al., 2017), ou encore celui à particules fluidisées dans des tubes métalliques verticaux du laboratoire PROMES, France. Ce dernier a permis d'atteindre des températures supérieures à 750°C en sortie de récepteur, prouvant l'intérêt d'un tel concept (Benoit et al., 2015). Un des verrous de cette technologie est l'existence de plusieurs régimes de fluidisation dans les tubes du récepteur, contrôlant les échanges thermiques. La compréhension des conditions d'apparition de ces régimes en fonction des paramètres opératoires est donc primordiale en exploitation. Pour ce faire, un banc expérimental a été mis en place au laboratoire PROMES (Odeillo, France) afin d'étudier la structure de ces écoulements diphasiques à température ambiante.
## Montage Expérimental et Méthodes d'Analyses

Un schéma du banc expérimental utilisé est présenté sur la Figure 1. Il est constitué d'un tube en verre de 3,63 m de hauteur totale et de 45 mm de diamètre interne. Le tube est plongé dans un lit fluidisé nourrice – appelé « dispenser » – de particules d'olivine de 61 µm de diamètre moyen, appartenant au groupe A de la classification de Geldart, sélectionnées pour leurs bonnes propriétés thermophysiques, environnementales, et leur coût (Kang et al., 2019). Une vanne implémentée en sortie du dispenser permet de contrôler la pression qui y règne. La différence de pression entre le dispenser et la sortie du tube, où se trouve un lit fluidisé « collecteur » à pression atmosphérique, permet de faire monter les particules fluidisées dans le tube. Lorsque la hauteur de la suspension dépasse celle du tube, les particules s'écoulent dans un récipient connecté à une balance afin de mesurer leur débit. Une injection d'air additionnelle à 45 cm de hauteur dans le tube principal, appelée « aération », permet de stabiliser la suspension (Boissière et al., 2015), et de contrôler les régimes de fluidisation.

<figure><img src="image_3.png" /><figcaption>Figure 1 : Représentation schématique du banc expérimental et de son instrumentation.</figcaption></figure>
Des piquages de pression sont positionnés le long du tube tous les 25 cm – le premier étant situé à 18 cm au-dessus de l’injection d’aération – et permettent la mesure des pressions relatives et différentielles. Une poche d’air au sein de la suspension de particules, comme une bulle ou un piston, génère une surpression à son sommet et une dépression dans son sillage (Punčochář et al., 2005). Lors de son passage devant une prise de pression, le signal de pression mesuré est caractérisé par la succession d’un pic et d’une vallée, comme illustré sur la Figure 2. Les signaux de pression enregistrés sont ainsi analysés à l’aide de plusieurs méthodes de traitement de signal (Gueguen et al., 2021). Combinées entre elles, ces méthodes permettent une identification des régimes de fluidisation en présence dans le tube, de manière non-invasive du point de vue de l’écoulement.

<figure><img src="image_4.png" /><figcaption>Figure 2 : Exemple de signaux temporels de pressions relatives, mesurés à des hauteurs successives dans le tube principal.</figcaption></figure>

Les méthodes de traitement du signal utilisées sont présentées ci-après. Sur la Figure 2, les pointillés verticaux traduisent le passage d'un piston d'air à 1,43 m de hauteur (courbe noire) à un temps de 117,3 secondes. Sur les courbes associées à des hauteurs supérieures, ce même piston est repéré plus tard, traduisant son ascension dans le tube. Afin d'automatiser cette détection, la méthode de la corrélation croisée est utilisée. Cette méthode consiste à comparer deux signaux de pression entre eux, de manière temporelle, afin d'identifier le décalage temporel à appliquer sur un signal pour qu'il se retrouve le mieux possible corrélé avec le second, comme illustré en Figure 3a (Johnsson et al., 2000). Ce décalage correspond au temps moyen que met une poche d'air pour se déplacer d'une prise de pression à une autre. Pour l'exemple concerné, il est de 0,55 secondes, ce qui correspond à une vitesse de déplacement d'environ 0,45 m/s. Cela correspond bien à la théorie des deux-phases de la fluidisation dans le cas du pistonnage (Grace et al., 2020). Cette méthode peut donc permettre d'identifier le régime de fluidisation par comparaison avec la théorie.

De plus, on observe sur la Figure 2 qu'un certain nombre de poches d'air apparaissent régulièrement au cours du temps. On peut donc appliquer une transformée de Fourier sur chacun des signaux de pressions relatives, afin d'extraire les fréquences et amplitudes caractéristiques. Le principe de cette seconde méthode, appelée analyse de cohérence, est de comparer le spectre fréquentiel obtenu pour chaque signal avec celui obtenu sur le signal de pression dans le dispenser. Les phénomènes communs sont ainsi supprimés et les phénomènes locaux dans le tube principal mis en exergue. Ces derniers sont relatifs aux régimes de fluidisation (van der Schaaf et al., 2002). Un exemple de spectre obtenu est présenté sur la Figure 3b. La fréquence dominante, c'est-à-dire associée à la plus forte amplitude,
est d'environ 0,57 Hz. Ce résultat est en accord avec la littérature scientifique relative au pistonnage. Plus généralement, la forme du spectre (c'est-à-dire la distribution de fréquences), mais également les valeurs des fréquences dominantes et des amplitudes associées sont des caractéristiques de chaque régime de fluidisation (Gueguen et al., 2021).

La dernière méthode utilisée consiste en une mesure de la fraction volumique de particules, $\alpha$. Cette dernière est calculée par l'Equation 1, caractéristique des lits fluidisés, en mesurant la perte de charge $\Delta P$ moyenne entre deux prises de pression espacées d'une hauteur $\Delta h$. Dans l'Equation 1, $\rho_p$ et $\rho_{air}$ font respectivement références aux masses volumiques des particules d'olivine (3300 kg/m³) et de l'air. La fraction volumique de particules peut donc être calculée de manière locale entre chaque piquage de pression sur toute la hauteur du tube. De plus, sa valeur moyenne sur la hauteur et la forme de son évolution sont des indicateurs du régime de fluidisation.

$$ \alpha = \frac{\Delta P}{(\rho_p - \rho_{air})g\Delta h} \qquad (1) $$

<figure><img src="image_5.png" /><figcaption>Figure 3 : Exemples des méthodes de corrélation croisée (a) et de cohérence (b) appliquées aux signaux de pression temporels présentés en Figure 2.</figcaption></figure>

## Résultats

Plus de 170 expérimentations ont été réalisées avec et sans circulation des particules, à température ambiante. De larges gammes de paramètres expérimentaux sont balayées, avec des vitesses d'air totales dans le tube allant de 0,01 à 0,68 m/s et des débits massiques de particules variant de 0 à 2244 kg/h, correspondant à des flux massiques de particules $G_p$ – débits massiques rapportés à la section interne du tube – de 0 à 392 kg/(m²s).

Les méthodes de traitement du signal évoquées plus haut sont appliquées pour chaque expérimentation et chaque signal pression. En les combinant, plusieurs régimes de fluidisation ont été identifiés : les régimes de bullage, de pistonnage (de paroi et axisymétrique), de fluidisation turbulente et de fluidisation rapide, classiquement observés dans les lits fluidisés de type « risers », plus étudiés dans la bibliographie. Dans les « risers », la vitesse de glissement, $U_{slip}$, est responsable des transitions entre les régimes de fluidisation (Rabinovich et al., 2011). Cette dernière est la différence entre la vitesse d'air interstitielle et celle des particules, et peut être calculée à l'aide de l'Equation 2. Dans cette équation, $U_{air}$ est la vitesse superficielle d'air, qui est calculée de manière locale – à la hauteur
$h_i$ de la ième prise de pression – en prenant en compte la diminution de pression absolue avec la hauteur (Equation 3). La vitesse de glissement peut donc être calculée grâce aux différentes mesures de pression, de sorte que chaque signal de pression, à une hauteur donnée dans le tube principal, peut être associé à une vitesse de glissement locale ainsi qu’à un régime de fluidisation.

$$U_{slip} = \frac{U_{air}}{1 - \alpha} - \frac{G_p}{\rho_p \alpha} \qquad (2)$$

$$U_{air}(h = h_i) = U_{air,i} = U_{air,i-1} \frac{P_{i-1}}{P_i} \qquad (3)$$

La synthèse de tous les essais permet d'établir un diagramme regroupant les différents régimes de fluidisation obtenus en fonction des paramètres expérimentaux ainsi que les transitions entre régimes en fonction de la hauteur du tube. Ce diagramme, présenté en Figure 4, regroupe plus de 1100 points expérimentaux. Chaque point représente le traitement effectué sur un signal de pression. Il est identifié sur le diagramme en termes de hauteur au-dessus de l'injection d'aération à laquelle le signal est mesuré en fonction des paramètres expérimentaux, regroupés dans le terme de vitesse de glissement locale. Le régime de fluidisation associé est représenté par différents marqueurs et couleurs. Il apparaît que la représentation en vitesse de glissement locale permet de regrouper les points dans des zones correspondant aux différents régimes de fluidisation. Ceci montre que même dans cette configuration, où l'écoulement est piloté par un gradient de pression, la vitesse de glissement locale permet de bien identifier les régimes et leurs transitions.

<figure><img src="image_6.png" /><figcaption>Figure 4 : Diagramme des régimes de fluidisation rencontrés dans le tube et de leurs transitions sur la hauteur en fonction des paramètres expérimentaux, regroupés en termes de vitesse de glissement.</figcaption></figure>

Dans le diagramme présenté en Figure 4, les zones associées aux différents régimes sont délimitées en maximisant le nombre de points dans chaque zone. Par exemple, en ce qui concerne la zone de fluidisation turbulente, les limites ont été calculées pour maximiser à la fois le nombre de points identifiés comme étant en régime de fluidisation turbulente dans cette même zone, et également le
rapport entre ce nombre et le nombre de points total contenus dans la zone (peu importe le régime associé). En prenant en compte toutes les zones simultanément, une correspondance d'environ 90 % est obtenue pour tout le diagramme. Les zones intermédiaires, ou zones de transitions, sont délimitées en tenant compte des incertitudes de mesure et de calcul, soit environ 10 %.

Afin de comparer le diagramme avec les données de la bibliographie et d'autres campagnes expérimentales, les deux axes sont également représentés en termes de grandeurs adimensionnelles. La hauteur est donc normalisée par rapport au diamètre interne du tube, et la vitesse de glissement, en termes de nombre de Reynolds particulière (Equation 4). Dans cette équation, $d_{sv}$ est le diamètre de Sauter moyen des particules d'olivine utilisées, c'est-à-dire 61 µm.

$$Re_{slip} = \frac{\rho_{air}U_{slip}d_{sv}}{\mu_{air}} \quad (4)$$

Trois principales références ont été retenues, pour lesquelles les auteurs ont utilisé un système de lit fluidisé à circulation ascendante similaire, pour une étude à température ambiante et avec analyse des régimes de fluidisation en présence (Kong et al., 2017, Sabatier et al., 2020, Deng et al., 2021). Dans ces articles, les auteurs ont observé des régimes de bullage, et de pistonnages de paroi et axisymétrique. Les régimes de fluidisation turbulente et rapide n'ont pas été atteints car les vitesses d'air ne le permettaient pas. La Figure 5 propose le même diagramme des régimes de fluidisation que précédemment (cf. Figure 4), sans les points expérimentaux afin d'alléger la lecture. Les observations décrites dans les trois références citées plus haut y sont ajoutées, en travaillant avec des quantités adimensionnelles car les dimensions des systèmes comparés diffèrent. Ainsi, la zone en pointillés bleu correspond à une transition identifiée entre les régimes de bullage et de pistonnage de paroi, et les zones en pointillés vert et rouge correspondent à une identification du régime de pistonnage de paroi. Les trois délimitations ainsi identifiées d'après les données fournies par les auteurs respectifs de ces références sont donc bel et bien en accord avec le diagramme établi dans la présente étude.

<figure><img src="image_7.png" /><figcaption>Figure 5 : Comparaison du diagramme des régimes de fluidisation avec les données bibliographiques utilisant un système similaire de lit fluidisé à circulation ascendante, à température ambiante.</figcaption></figure>

## Conclusion
Les différents régimes de fluidisation, observables dans un tube de récepteur solaire particulaire, et leurs transitions ont pu être identifiés grâce à des méthodes de traitement du signal appliquées aux signaux temporels de pression mesurés dans le tube. Des expérimentations à vitesses d'air plus élevées que dans les campagnes précédentes ont permis l'observation des régimes de fluidisation turbulente et de fluidisation rapide. En mode de fonctionnement sous rayonnement solaire concentré, le régime de fluidisation turbulente sera à priori à privilégier puisqu'il combine à la fois un intense mélange des particules et une fraction volumique de particules relativement élevée (entre 0,2 et 0,3), permettant ainsi un transfert de chaleur efficace entre les parois du tube et les particules, et donc un rendement thermique élevé.

Cependant, il est fort probable que l'apport d'un flux de chaleur et les gradients de température résultants modifient les transitions identifiées en configuration isotherme. Un second banc expérimental a été mis en place au foyer du grand four solaire d'Odeillo afin de quantifier l'influence de la température sur les régimes de fluidisation et de mesurer les coefficients d'échange thermique associés à ces différents régimes.

## Remerciements

Ce travail a bénéficié d'une aide de l'Etat français gérée par l'Agence Nationale de la Recherche au titre du programme Investissements d'Avenir, portant la référence ANR-10-LABX-22-01 (labex SOLSTICE). Une aide a été accordée par la région Occitanie pour le montage du banc expérimental.

Les auteurs remercient Jean-Yves Peroy pour la conception de l'expérimentation.

## Références bibliographiques

Benoit, H.; Perez Lopez, I.; Gauthier, D.; Sans, J.-L.; Flamant, G., On-sun demonstration of a 750 °C heat transfer fluid for concentrating solar systems: Dense particle suspension in tube, *Solar Energy*, 2015, 118, 622-633.

Boissière, B.; Ansart, R.; Gauthier, D.; Flamant, G.; Hemati, M., Experimental Hydrodynamic Study of Gas-Particle Dense Suspension Upward Flow for Application as New Heat Transfer and Storage Fluid, *Canadian Journal of Chemical Engineering*, 2015, 1 – 14.

Deng, Y.; Sabatier, F.; Dewil, R.; Flamant, G.; Le Gal, A.; Gueguen, R.; Baeyens, J.; Li, S.; Ansart, R, Dense upflow fluidized bed (DUFB) solar receivers of high aspect ratio: Different fluidization modes through inserting bubble rupture promoters, *Chemical Engineering Journal*, 2021, 418, 129376.

Grace, J.R., Bi, X., Ellis, N., Chap.8: Slug Flow, In *Essential of Fluidization Technology*, 2020, 153-162.

Gueguen, R.; Sahuquet, G.; Mer, S.; Toutant, A.; Bataille, F.; Flamant, G., Gas-Solid Flow in a Fluidized-Particle Tubular Solar Receiver: Off-Sun Experimental Flow Regimes Characterization, *Energies*, 2021, 14, 7392.

Johnsson, F.; Zijerveld, R.C.; Schouten, J.C.; van den Bleek, C.M.; Leckner, B. Characterization of fluidization regimes by time-series analysis of pressure fluctuations, *International Journal of Multiphase Flow*, 2000, 26, 663 – 715.

Kong, W.; Tan, T.; Baeyens, J.; Flamant, G.; Zhang, H, Bubbling and slugging of Geldart group A powders in small diameters columns, *Ind. Eng. Chem. Res.*, 2017, 56, 4136 – 4144.
Ho, C.K.; Christian, J.; Yellowhair, J.; Jeter, S.; Golob, M.; Nguyen, C.; Repole, K.; Abdel-Khalik, S.; Siegel, N.; Al-Ansary, H.; El-Leathy, A.; Gobereit, B., Highlights of the high-temperature falling particle receiver project: 2012 – 2016, *AIP Conference Proceeding*, 2017, 1850, 030027.

Kang, Q.; Flamant, G.; Dewil, R.; Baeyens, J.; Zhang, H.L.; Deng, Y., Particles in a circulation loop for solar energy capture and storage, *Particuology*, 2019, 43, 149 – 156.

Punčochář, M.; Drahoš, J., Origin of pressure fluctuations in fluidized beds, *Chemical Engineering Science*, 2005, 60, 1193 – 1197.

Rabinovich, E.; Kalman, H, Flow regime diagram for vertical pneumatic conveying and fluidized bed systems, *Powder Technology*, 2011, 207, 119 – 133.

Sabatier, F.; Ansart, R.; Zhang, H.; Baeyens, J.; Simonin, O, Experiments support simulations by NEPTUNE CFD Code in a Upflow Bubbling Fluidized Bed reactor, *Chemical Engineering Journal*, 2020, 385, 123568.

van der Schaaf, J.; Schouten, J.C.; Johnsson, F, Non-intrusive determination of bubble and slug length scales in fluidized beds by decomposition of the power spectral density of pressure time series, *International Journal of Multiphase Flow*, 2002, 28, 865 – 880.

Wu, W.; Amsbeck, L.; Buck, R.; Uhlig, R.; Ritz-Paal, R., Proof of concept test of a centrifugal particle receiver, *Energy Procedia*, 2014, 49, 560 – 568.