Brevet FR2523475A1 — publié le 19830923

L'invention concerne un réacteur destiné au traitement d'un solide granulaire qui contient des parti- cules de diverses dimensions. Divers procédés ont été proposés pour le traite- ment continu de solides granulaires Par exemple, l'utilisa- tion de lits fluidisés et de lits mobiles à garnissage est bien connue de l'homme de l'art Les lits fluidisés sont connus pour être très efficaces dans des procédés o un mélange rapide de solides est souhaitable Les lits totalement fluidisés (sauf lorsqu'ils sont très minces) ne sont capables que de traiter des particules de dimen- sion relativement uniforme et ils ne conviennent donc pas au traitement de solides divisés contenant une large plage de dimensions de particules La quantité de matière pou- vant être traitée par unité de surface de la section d'un réacteur dans un système totalement fluidisé est limitée par l'épaisseur maximale sur laquelle le lit peut fonction- ner. Un lit mobile à garnissage est capable de traiter, par unité de surface de la section d'un réacteur, un volume de matière plus important que celui traité par un lit fluidisé Cependant, un lit à garnissage n'est pas conçu pour mélanger des solides comme cela peut être souhaité. De plus, dans des traitements nécessitant l'introduction d'un gaz à l'intérieur du lit, par exemple un gaz d'extrac- tion ou un gaz réactionnel, un écoulement non uniforme ou un pontage des solides peut se produire si la dimension des particules n'est pas uniforme. Le brevet des Etats-Unis d'Amérique N O 4 199 432 décrit un procédé de pyrogénation de particules non uni- formes de schiste bitumineux et d'autres solides contenant des hydrocarbures à l'aide d'un "lit turbulent étagé", une conception de réacteur qui parvient à un mélange local rapide des solides, qui produit un débit élevé de solides et qui évite les problèmes de bouillonnage associés aux particules non uniformes Dans le lit turbulent étagé, tel que décrit dans le brevet précité, des particules de schiste brut et des particules de schiste brûlé et chaud sont introduites dans une partie supérieure d'une cuve de réacteur allongée verticalement et descendent dans cette cuve La transmission de la chaleur du schiste brûlé et chaud au schiste brut fournit la chaleur nécessaire à la pyrogénation. La dimension maximale des particules de schiste brut et des particules de schiste précédemment pyrogéné dans un tel procédé est normalement maintenue à une valeur égale ou inférieure à 8 mm Des particules ayant des dimen- sions de cet ordre sont aisément produites par des moyens classiques tels que des combinaisons de broyeurs à cage, de concasseurs à mâchoires ou de concasseurs giratoires. Les opérations de broyage du schiste brut peuvent être conduites pour satisfaire une spécification de dimension maximale des particules, mais on ne peut pas intervenir, ou on ne peut intervenir que faiblement sur la quantité de particules de plus petite dimension. La température du schiste brûlé caloporteur in- troduit dans le réacteur est normalement de l'ordre de 595-8150 C Un rapport de fonctionnement approprié et corres- pondant, du caloporteur au schiste brut est alors utilisé pour obtenir la température souhaitée dans le réacteur. Le schiste brut est introduit à la température ambiante ou, si cela est souhaité, il est préchauffé pour réduire la chaleur demandée au caloporteur recyclé La température au sommet du réacteur est normalement maintenue dans la plage étendue de 455 à 540 'C, et elle est de préférence maintenue dans la plage de 480 à 510 'C. Le rapport en poids du schiste brûlé caloporteur au schiste frais peut varier d'environ 1,5:1 à 8:1, un rapport préféré des poids étant de l'ordre de 2:1 à 3:1. On a observé une certaine perte du rendement du produit à des rapports plus élevés du poids du schiste brûlé au poids du schiste frais et on pense que la cause de cette perte de rendement est une plus grande adsorption des vapeurs de produits hydrocarbonés par les plus grandes quantités de schiste brûlé En outre, l'attrition du schiste, qui est une conséquence naturelle de sa pyrogénation et de sa combustion, atteint un point tel qu'il existe un taux maximal de recyclage pouvant être atteint en n'utilisant que du schiste brûlé Si l'on souhaite travailler à des rapports en poids plus élevés du calopor- teur au schiste frais, d'autres porteurs résistant à l'attrition, tels que du sable, doivent être prévus pour constituer en partie ou en totalité le caloporteur. Le débit d'écoulement massique du schiste frais à travers le réacteur est normalement maintenu à une valeur comprise entre 5000 et 30 000 kg/h/m 2, et de préférence comprise entre 10 000 et 20 000 kg/h/m 2 Ainsi, conformément aux rapports de poids les plus larges du caloporteur recyclé, donnés précédemment, le débit massique total des solides est compris entre environ 12 500 et 270 000 kg/h/M 2, ce débit étant de préférence compris dans la plage de 000-176 000 kg/h/m 2, et, de façon encore plus préféra- ble, entre 30 000 et 78 000 kg/h/m 2. Un gaz d'extraction est introduit dans une partie inférieure du réacteur et s'élève à travers la cuve, à contre-courant des solides qui descendent Le débit d'écou- lement du gaz d'extraction est normalement maintenu afin que l'on obtienne une vitesse superficielle du gaz, au fond de la cuve, comprise entre environ 30 et 150 cm/s, une vitesse superficielle préférée étant comprise entre 30 et 90 cm/s Le gaz d'extraction peut être constitué de vapeur d'eau, d'un produit gazeux recyclé, d'hydrogène, d'un gaz inerte ou de toute association de ces gaz Il est cependant particulièrement important que le gaz d'extraction choisi soit pratiquement exempt d'oxygène moléculaire pour empêcher la combustion de produits à l'in- térieur de l'unité de pyrogénation. Le gaz d'extraction fluidise les particules de schiste brut et de caloporteur ayant une vitesse de fluidisation minimale inférieure à la vitesse superficielle dudit gaz d'extraction Les particules ayant une vitesse de fluidisation supérieure à la vitesse superficielle du gaz descendent dans l'unité de pyrogénation, en général à une vitesse supérieure à celle des particules fluidisées. Une caractéristique essentielle de l'installation de pyrogénation à lit turbulent étagé réside dans la limitation de la dimension maximale des bulles et le mé- lange en retour vertical global du schiste et du calopor- teur descendants afin d'engendrer à travers la totalité du volume du réacteur des conditions d'écoulement stable, sensiblement avec effet-bouchon Un écoulement avec effet- bouchon réel, dans lequel le mélange en retour vertical des solides est faible ou inexistant, permet des niveaux de transformation du kérogène en matière hydrocarbonée vaporisée supérieurs à ceux pouvant être obtenus, par exemple, dans une unité de pyrogénation à lit fluidisé de volume équivalent (dans laquelle il se produit un mé- lange global du haut vers le bas) Le maintien de condi- tions d'écoulement avec pratiquement effet-bouchon en limitant le mélange du haut vers le bas des solides, per- met de maltriser beaucoup mieux le temps de séjour des particules individuelles Cette maîtrise permet une ré- duction sensible de la dimension de la zone de pyrogénation demandée pour un débit donné de production d'huile, car les risques d'élimination de solides partiellement pyro- génés avec les solides pyrogénés sont réduits. Des bulles de gaz présentes dans un lit fluidisé forment, par coalescence, de plus grosses bulles en s'éle- vant Des bulles surdimensionnées engendrent des à-coups ou des chocs dans le lit, conduisant à une perte notable de rendement par contact et un Jaillissement vers le haut de grandes quantités de matière au sommet du lit Les moyens prévus pour limiter le mélange en retour réduisent également la coalescence des bulles, ce qui permet de réduire sensiblement la dimension de la zone de dégagement. Les moyens destinés à limiter le mélange en retour et la dimension maximale des bulles peuvent généralement être décrits comme étant des chicanes, des éléments de barrage, des éléments de dispersion ou des éléments de redistribu- tion d'écoulement, et ils peuvent comprendre, par exemple, des plaques perforées horizontales espacées, des barreaux, des écrans, des éléments de garnissage ou d'autres éléments internes convenables. Bien qu'un mélange en retour vertical global doive être évité, un mélange très localisé est souhaitable, car il accroît le degré de contact entre les solides et entre les solides et le gaz Un mélange localisé introduit nécessairement un certain mélange en retour et provoque donc un écart par rapport à un écoulement strictement avec effet-bouchon Le degré de mélange en retour dépend de nombreux facteurs, mais il est fonction principalement des éléments internes particuliers ou des chicanes disposés à l'intérieur de l'unité de pyrogénation. L'interaction entre les solides fluidisés, les solides non fluidisés et les éléments internes utilisés pour empêcher le mélange en retour est d'une grande impor- tance dans le réacteur à lit turbulent étagé Les solides fluidisés descendent généralement à l'intérieur du réacteur sous la forme d'une colonne fluidisée mobile En l'absence d'éléments internes, un lit fluidisé mobile stable ne peut pas être obtenu avec un mélange de solides ayant une large distribution granulométrique Les éléments internes affectent notablement le mouvement des particules non fluidisées et accroissent donc sensiblement les temps de séjour de ces particules La vitesse moyenne des particules non fluidi- sées en chute, qui détermine ledit temps de séjour des particules, est sensiblement diminuée par le transfert de forces vives aux particules fluidisées et aux éléments internes de la cuve de pyrogénation Le temps de séjour augmenté permet la pyrogénation de plus grosses particules en une seule passe dans la cuve On a découvert qu'avec certains éléments internes tels que des plaques perforées disposées horizontalement, présentant une surface ouverte à 49 % et espacées le long de la cuve à intervalles de cm, le temps de séjour des particules non fluidisées approche le temps de séjour moyen des particules. Un réacteur combinant les caractéristiques globales d'écoulement avec effet-bouchon à un mélange local intense constitue l'équivalent de plusieurs étages parfaitement mixtes disposés en série L'expression "étage parfaitement mixte "utilisée dans le présent mémoire désigne une section verticale de l'unité de pyrogénation dans laquelle le degré de mélange des solides équivaut à celui atteint dans un volume parfaitement mixte présentant un mélange global de haut en bas Le nombre d'étages parfaitement mixtes équivalents réellement atteint dépend de nombreux facteurs liés les uns aux autres tels que la hauteur du lit, la vitesse du gaz, la distribution granulométrique des particules et le type d'éléments internes choisis pour limiter le mélange global du haut vers le bas. Le réacteur à lit turbulent étagé effectue une extraction particulièrement bonne du produit hydrocarboné volatilisable à partir des solides pyrogénés Avec les caractéristiques d'écoulement étagé, le gaz d'extraction "pauvre" entre d'abord en contact avec les particules ayant la plus faible quantité de matière hydrocarbonée adsorbée, ce qui maximise la force d'entraînement pour le transfert de masse du produit hydrocarboné dans le cou- rant gazeux de fluidisation. Etant donné que les vapeurs hydrocarbonées se dégagent du mélange de schiste avec le gaz d'extraction, la vitesse du gaz augmente le long du réacteur L'amplitude réelle de l'accroissement dépend de la qualité du schiste traité et du débit massique du schiste frais par unité de surface en section, mais elle peut être minimisée, si cela est nécessaire, par une conception de départ appropriée de la cuve de pyrogénation elle-même A cet égard, la cuve peut présenter une forme tronconique inversée, ou bien peut être constituée de tronçons de diamètre croissant progressivement. La pression au sommet du réacteur est de préfé- rence maintenue de manière à ne pas dépasser celle néces- saire pour permettre un traitement en aval La pression régnant au bas du réacteur varie évidemment avec la hauteur du réacteur et l'équipement choisi, placé en aval, mais elle est normalement de l'ordre de 200 à 400 k Pa. Un courant de produit effluent, constitué de matières hydrocarbonées mélangées au gaz d'extraction, est retiré de la partie supérieure de l'unité de pyrogénation par des moyens classiques et dirigé vers une zone de séparation Etant donné que le courant de pro- duit effluent contient normalement certaines fines entraî- nées, il est préférable que ces fines soient séparées de la partie restante du courant avant tout autre traite- ment Cette séparation peut être effectuée par tous moyens convenables; des exemples classiques comprennent des cyclones, des couches de galets et/ou des précipitateurs électrostatiques. Le schiste pyrogéné et le schiste brûlé servant de caloporteur sont retirés de la partie inférieure de l'unité de pyrogénation par des moyens classiques, à la température de pyrogénation Le schiste pyrogéné possède normalement une teneur en résidu carboné d'environ 2 à 4 % en poids et il représente une source valable d'énergie qui peut être utilisée avantageusement dans le procédé. Le schiste pyrogéné et le schiste brûlé calopor- teur sont dirigés vers une unité de combustion qui peut être de toute conception classique, mais il est préférable d'utiliser une unité de combustion à poussée de phase diluée De l'air est injecté dans la partie inférieure de cette unité de combustion et le résidu carboné porté par le schiste est brûlé partiellement pendant le transport du schiste Cette combustion porte le mélange de schiste à une température de l'ordre de 595 à 815 'C et le schiste chaud et le gaz de carneau sont retirés de la partie supérieure de l'unité de combustion Une partie du schiste chaud est recyclée vers l'unité de pyrogénation pour fournir de la chaleur pour la pyrogénation De préférence, le schiste recyclé est classifié afin que toutes les particules de moins de 0,075 mm en soient pratiquement éliminées avant l'introduction dans l'unité de pyrogénation pour minimiser l'entraînement des fines avec les produits à l'état de vapeur de l'unité de pyrogénation. L'invention concerne un réacteur à lit turbulent étagé perfectionné, dans lequel la chute de pression se produisant dans le lit est très proche de celle observée dans un lit complètement fluidisé Ceci présente l'avantage de réduire l'énergie demandée pour le pompage de l'écoule- ment de gaz circulant à contre-courant dans le réacteur. L'invention concerne une cuve de réacteur destinée au traitement d'une masse de solides granulaires contenant des particules de diverses dimensions, en présence d'un gaz circulant à contre-courant, la cuve de réacteur compre- nant: (a) une cuve sensiblement cylindrique et fermée, allongée verticalement et ayant un diamètre d'au moins un mètre; I (b) des moyens destinés à faire circuler un gaz vers le haut dans la cuve, à une vitesse prédéterminée et suffisante pour fluidiser une première fraction des solides granulaires, mais insuffisante pour fluidiser une seconde fraction desdits solides; (c) des moyens destinés à introduire les solides granulaires dans la partie supérieure de la cuve et à les retirer du fond de la cuve, de manière que les solides granulaires descendent dans la cuve sous la forme d'une masse de granules avançant en continu à contre-courant du gaz s'élevant à travers elle; et * (d) plusieurs éléments de dispersion disposés à l'intérieur de la cuve afin de limiter sensiblement le mélange en retour vertical global des solides granulaires et afin d'accroître le temps de séjour de la seconde fraction de granules non fluidisés, ces éléments de disper- sion étant disposés et réalisés afin de maintenir la chute de pression, à travers la masse de solides entre'environ % et 130 % du poids total des solides divisé par l'aire de la section de la cuve, tout en empêchant ladite chute de pression de varier de plus d'environ 5 %. L'invention concerne également un procédé per- fectionné destiné au traitement thermique de solides granulaires contenant des particules de diverses dimensions dans un réacteur à lit turbulent étagé, ce procédé consis- tant à faire descendre les solides granulaires sous la forme d'une masse de solides se déplaçant en continu dans une cuve de réacteur à l'intérieur de laquelle sont disposés plusieurs éléments de dispersion agencés et réalisés afin de limiter sensiblement le mélange en retour vertical global et le bouillonnage des solides; et à faire monter un gaz à travers la cuve du réacteur, sensiblement à contre- courant du mouvement descendant de la masse de solides, à une vitesse suffisante pour fluidiser une première fraction de granules, mais insuffisante pour fluidiser une seconde fraction, le perfectionnement consistant à utiliser une cuve de réacteur ayant un diamètre d'au moins un mètre et contenant des éléments de dispersion conçus pour maintenir la chute de pression, à travers la masse de solides, dans une plage comprise entre environ 80 % et environ 130 % du poids total des solides divisé par l'aire de la section de la cuve, et pour empêcher ladite chute de pression de varier de plus d'environ 5 %. Bien que la cuve du réacteur et le procédé de traitement thermique de solides dans cette cuve, tels que décrits, conviennent très avantageusement pour pyrolyser un solide hydrocarboné tel que du schiste bitumineux, le réacteur et le procédé ne sont pas limités à une utili- sation avec de telles matières Le réacteur et le procédé conviennent également au traitement d'autres matières granulaires contenant des particules de diverses dimensions. Par conséquent, l'invention peut être appliquée à la réduction de minerais de fer, à la calcination de minéraux phosphatés ou de minéraux carbonatés (tels que du calcaire et de la dolomite), etc De plus, le procédé de traitement thermique d'un solide n'est pas limité au chauffage de granules, et il peut également consister à sécher ou re- froidir les granules passant dans la cuve. L'invention sera décrite plus en détail en regard du dessin annexé à titre d'exemples nullement limitatifs et sur lequel: la figure 1 est un schéma d'une cuve de réacteur à lit turbulent étagé; la figure 2 est une vue en perspective d'une chicane à plaque perforée convenant à une utilisation dans la cuve de réacteur à lit turbulent étagé; et la figure 3 est une vue en perspective d'une plaque à grille convenant à une utilisation dans la cuve de réacteur à lit turbulent étagé. Comme mentionné précédemment, la forme de réalisa- tion la plus souhaitable du lit turbulent étagé est celle dans laquelle la chute de pression à travers la masse de solides équivaut approximativement à celle observée dans un lit complètement fluidisé Il est apparu qu'une telle condition dépend, dans un lit turbulent étagé, du diamètre de la cuve du réacteur et des conception et disposition des éléments de dispersion Dans un lit fluidisé véritable, la chute de pression se produisant à travers ce lit est à peu près égale au poids des solides divisé par l'aire de la section de la cuve, ce qui est souvent désigné par l'expression "pression statique" Par conséquent, la chute de pression à travers le lit fluidisé est égale à environ % de la "pression statique" du lit La forme la plus souhaitable pour le lit turbulent étagé présente également une chute de pression à travers la masse de solides, d'en- viron 100 % de la pression statique L'invention concerne d'une façon plus générale un lit turbulent étagé établissant une chute de pression, à travers la masse de solides, comprise entre environ 80 et 130 % de la pression statique de la masse de solides Lorsque le diamètre de la cuve du réacteur augmente, la structure des éléments de disper- sion prend une importance plus grande pour établir la chute de pression souhaitée. Une caractéristique essentielle du lit turbulent étagé réside dans la limitation de la dimension maximale des bulles et du mélange en retour vertical global des solides se déplaçant vers le bas pour établir dans tout le volume de la cuve des conditions d'écoulement étagé et stable de solides. La limitation du mélange en retour vertical global des solides et du bouillonnage des gaz est obtenue par l'utilisation d'éléments internes ou de chicanes convenables. Les éléments internes ont pour fonction de fractionner les grosses bulles de gaz, d'empêcher le cheminement du gaz, 1 1 d'effectuer un étagement de l'écoulement des solides et d'assurer un temps de séjour suffisant, dans la cuve du réacteur, aux grosses particules non fluidisables. Une mesure de la régularité du fonctionnement du lit turbulent étagé est la variation de la chute de pression à travers le lit de solides Cette variation est causée par des bulles de gaz arrivant à la surface du lit et l'amplitude de la variation est en relation avec la dimension des bulles. Une seconde mesure du comportement du lit est obtenue d'après le temps de séjour, t, des granules solides. Etant donné que t est un paramètre statistique, il est mieux décrit sous la forme du temps de séjour moyen, t, et de l'écart-type, 6 Le temps de séjour moyen est impor- tant en raison des exigences cinétiques du traitement thermique effectué dans la cuve L'écart-type est une mesure du diagramme d'écoulement des solides Si l'écart- type est nul, le lit fonctionne avec un écoulement à effet-bouchon idéal alors qu'une grande valeur indique un degré élevé de mélange en retour vertical Pour une série de N étages parfaitement mélangés, il apparaît que -_ 2 Ainsi, un procédé pour évaluer la formation d'étages dans un système d'écoulement à mélange en retour partiel consiste à le modéliser sous la forme d'une série d'étages parfaitement mixtes et à calculer le nombre de ces étages théoriques à partir des paramètres statistiques déterminés expérimentalement Il convient de noter que N n'est pas nécessairement le même pour chaque dimension différente de particules Une matière fine peut subir un degré relativement plus élevé de mélange en retour Le nombre d'étages théoriques n'est pas nécessai- rement égal au nombre d'éléments internes du réacteur. Etant donné que N s'est avéré proportionnel à la hauteur du lit, une quantité plus utile à des fins de comparaison est la hauteur équivalente d'un étage mixte (HEEM) définie comme étant la hauteur totale du lit divisée par le nombre d'étages théoriques. Le temps de séjour moyen est en général également une fonction de la dimension des particules Pour des plages spécifiées de dimensions de particules, t peut être déterminé à partir de la retenue par le lit de la fraction spécifiée, la vitesse d'avance de la fraction, la vitesse totale d'avance et la retenue totale par le lit. Le temps de séjour moyen d'une fraction granulométrique particulière d de schiste, normalisé par le temps de séjour moyen de toutes les particules ( t lit), peut être calculé de la manière suivante - (Retenue par le lit de la dimension d)/(vitesse d'avance de R Ed la dimension d) l it Retenue totale par le lit) /vitesse d'avance totale Fraction de lit de dimension d Fraction de charge de diiension d Le temps de séjour moyen de particules d'une dimension particulière peut également être déterminé expé- rimentalement par une observation répétée du temps nécessai- re à une particule marquée de manière radio-active pour traverser l'unité de pyrogénation Des essais ont montré une bonne corrélation entre les résultats d'études utilisant des marqueurs radio-actifs et des calculs basés sur les temps de séjour moyens obtenus à partir de retenues par les lits observées L'invention telle que décrite dans le présent mémoire permet d'obtenir, pour des particules non fluidisables traversant la cuve de réaction, un temps de séjour moyen d'au moins 70 %, mais de préférence d'au moins 90 %, du temps de séjour moyen de toutes les parti- cules traversant la cuve. Un certain nombre d'élément internes différents ont été utilisés dans des cuves de divers diamètres en vue de choisir le meilleur type et la meilleure configuration d'éléments internes Dans le choix d'une installation selon l'invention, les caractéristiques suivantes sont considérées comme indispensables: (a) limitation du bouillonnage (b) empêchement du cheminement préférentiel du gaz (c) obtention de temps de séjour uniformes pour des particules de différentes dimensions (d) étagement suffisant pour les solides; (e) débit massique élevé; et (f) résistance mécanique suffisante. Les éléments internes doivent limiter efficace- ment le bouillonnage dé à la formation de grosses bulles de gaz Le bouillonnage du lit est défavorable à plusieurs égards, mais les inconvénients principaux résident dans l'apparition de vibrations destructrices dans le réacteur lui-même et de perturbations dans le fonctionnement de l'équipement placé en aval Le nombre de chicanes placées dans la cuve du réacteur dépend de la hauteur du lit, mais pou parvenir aux objectifs de l'invention, il faut au moins deux chicanes Des éléments internes acceptables ne doivent pas permettre à la chute de pression à travers le lit de varier de plus de 5 % de la chute de pression moyenne totale à travers le litet les variations sont de préférence maintenues entre 1 et 3 % La condition d'absence de bouillonnage est obtenue soit par des chicanes à surface ouverte relativement grandes et rapprochées, par exemple à 70 % de surface ouverte et 2,5 cm d'intervalle, soit par des chicanes à plus faible surface ouverte et davantage espacées, par exemple à 50 % de surface ouverte et 30 cm d'intervalle. Le cheminement préférentiel du gaz se manifeste sous la forme d'une chute de pression anormalement basse à travers le lit de solides par rapport à la "pression statique" (c'est-à- dire le poids des solides divisé par l'aire de la section du lit de solides) Un cheminement préférentiel global du gaz peut parfois être observé visuel- lement sous la forme d'un manque d'uniformité de l'écoule- ment du gaz et des solides à travers la section de la cuve Des éléments internes acceptables doivent produire une chute de pression de 80-130 % de la "pression statique". La limite inférieure s'applique principalement aux structures à chicanes à surface ouverte importante, tandis que la limite supérieure s'applique aux structures à faible surface ouverte (la chicane elle-même produisant unecertaine chute de pression). En général, il est apparu que les particules les plus grosses tendent à avoir un temps de séjour inférieur au temps de séjour moyen de toutes les particules Ceci signifie que la masse de solides dans le réacteur atteint une répartition granulométrique d'équilibre plus fine que celle de la charge; Il est apparu que des structures de chicanes à faible surface ouverte limitent cette tendance et produisent une masse de solides dans le réacteur avec une-distribution granulométrique analogue à celle de la charge Des structures à chicanes ouvertes produisent, par ailleurs, des lits fortement enrichis en fines. L'étagement, exprimé par exemple sous la forme de la hauteur équivalente d'un étage mixte (HEEM), dépend de la surface ouverte des chicanes, de la dimension des ouvertures des chicanes, de l'écartement des chicanes, de la vitesse du gaz, et dans certains cas, de la distri- bution granulométrique des particules Lorsque la surface ouverte des chicanes diminue, la hauteur équivalente d'un étage mixte approche l'écartement des chicanes, c'est-à- dire que chaque chicane produit un étage parfaitement mixte Cette condition implique l'absence de mélange en retour ascendant d'un étage vers celui situé au-dessus de lui, et par conséquent, la masse de solides prend la forme d'une série d'entités physiquement distinctes La formation d'une région à phase diluée au-dessous de chaque chicane individuelle n'est pas nécessairement une condi- tion souhaitable, car le volume de la phase diluée sert uniquement à diminuer la densité globale de la masse de solides, ce qui demande au réacteur un volume plus grand pour un travail donné Un accroissement du diamètre des trous entraîne une diminution du volume de la phase diluée, mais également une diminution de l'étagement (accroisse- ment de HEEM) Ceci peut être compensé par une diminution de l'écartement des chicanes Une autre variable qui influence l'étagement est la vitesse du gaz: la HEEM est à peu près proportionnelle à la racine carrée de la vitesse de fluidisation dans la plage des vitesses comprise entre 30 et 90 cm par seconde. Le débit massique maximal qu'il est possible d'atteindre dans le réacteur est une fonction de la surface ouverte des chicanes et de la dimension de leurs ouvertures, ainsi que de la vitesse du gaz de fluidisation Avec 50 % de surface ouverte et une dimension d'ouverture de 1,25 cm, le débit maximal s'avère être compris dans la plage de 30 000 à 60 000 kg/h/m 2 pour des vitesses de gaz comprises entre 30 et 60 cm par seconde Pour une dimen- sion d'ouverture de 1,9 cm, le débit maximal dépasse 120 000 kg/h/m 2 Par conséquent, un accroissement des ouver- tures entraîne une augmentation du débit maximal Ceci est également vrai pour un accroissement des surfaces ouvertes. Du point de vue de la structure, les chicanes à faible surface ouverte sont préférables à celles à grande surface ouverte en raison de leur plus grande résistance mécanique propre pour une dimension d'ouverture donnée. Les structures à grande surface ouverte peuvent être construites sous la forme-de garnissage spécialisé possé- dant l'intégrité structurelle nécessaire Des matières de garnissage classiques telles que des anneaux Pall ont été essayées et se sont avérées inférieures aux types de chicanes selon l'invention Elles permettent un chemine- ment préférentiel du gaz et engendrent des zones de stagnation des solides. On a procédé à des essais pour déterminer la configuration optirale des chicanes On a déterminé à partir de ces essais que la surface ouverte doit être comprise entre environ 30 et 70 % de la surface totale de la section. En général, lorsque le diamètre de la cuve de pyrogénation augmente, le pourcentage de surface ouverte de la section de la chicane doit être diminué et la dimension des ouvertures de la chicane doit être augmentée pour établir la chute de pression souhaitée Pour la plupart des applications, 50 % de surface ouverte consti- tuent un bon compromis entre un étagement efficace, un cheminement préférentiel minimisé du gaz, un temps de séjour élevé des grosses particules, un débit massique élevé et une résistance structurelle convenable De telles chicanes à 50 % de surface ouverte, espacées de 3090 cm et présentant des ouvertures d'une dimension maximale de 3,8 à 10 cm, produisent un lit stable non bouillonnant, avec un étagement suffisant et un temps de séjour des grosses particules égal à 70-80 % du temps de séjour moyen pour l'ensemble du lit L'expression "dimension maximale" utilisée dans le présent mémoire désigne le diamètre d'un trou circulaire ou la-diagonale d'un trou rectangulaire. Les chicanes, par exemple des plaques perforées disposées horizontalement et espacées verticalement, pré- sentant des trous ronds, ou bien des plaques à grilles disposées de façon analogue et formées de barres se croi- sant perpendiculairement, sont de préférence réalisées en acier inoxydable ou en d'autres matières capables de supporter l'abrasion due aux solides en circulation. Outre la conception des éléments internes de dispersion, il est apparu que le fait de disposer d'une cuve d'au moins un mètre de diamètre est important pour parvenir aux objectifs qui sont un débit élevé et une chute de pression équivalente à celle d'un lit fluidisé. EXEMPLE En se référant à la figure 1, des solides granu- laires, par exemple du schiste bitumineux broyé, et des particules caloporteuses, sont introduits par des conduits et 14, respectivement, dans une partie supérieure d'une cuve 12 de réacteur allongée verticalement et descendent dans cette cuve Un gaz est introduit par un conduit 16 dans une partie inférieure de la cuve 12 et s'élève à travers cette dernière afin de fluidiser une première par- tie des particules Le gaz et les fines entraînées sont évacués vers le haut en sortant de la partie supérieure de la cuve 12 par un conduit 18 Les particules traitées sont retirées d'une partie inférieure de la cuve 12 par un conduit 20 Plusieurs chicanes, telles que des plaques perforées ou des structures à grilles 22, sont disposées horizontalement et espacées verticalement le long de la partie de la cuve occupée par le lit, afin d'empêcher le bouillonnage, de limiter le mélange en retour vertical global et de promouvoir ainsi la stabilité à l'intérieur de la masse de solides Les figures 2 et 3 représentent des exemples de chicanes à plaques perforées et de chicanes à structure en grille, convenant à une utilisation dans la cuve. La dimension maximale des particules de solides granulaires et des particules caloporteuses est maintenue à une valeur égale ou inférieure à 8 mm, et de préférence égale ou inférieure à 4 mm Le système de chicanes comprend plusieurs groupes d'au moins deux plaques perforées ou grilles formées de barreaux, disposées horizontalement et espacées verticalement Les barreaux ou les plaques sont réalisés dans des matières résistant à l'abrasion, par exemple en acier inoxydable, et elles présentent une sur- face ouverte de l'ordre de 30 à 70 % de la surface de la section de la plaque Les surfaces ouvertes comportent des trous ayant un diamètre de l'ordre de 3,5 à 15 cm. La surface ouverte constitue de préférence envi- ron 50 % de la surface de la section de la plaque ou de la grille et les trous ont de préférence un diamètre d'environ 4 cm. Les chicanes peuvent être tournées les unes à la suite des autres afin que chaque plaque ou grille ne soit pas en alignement avec la plaque ou grille qui la précède ou qui la suit. Il va de soi que de nombreuses modifications peuvent être apportées au réacteur décrit et représenté sans sortir du cadre de l'invention. REVENDICATIONS 1 Cuve de réacteur destinée au traitement d'une masse de solides granulaires contenant des parti- cules de diverses dimensions, en présence d'un gaz s'écou- lant à contre-courant, la cuve de réacteur étant caracté- risée en ce qu'elle comporte: une cuve ( 12) sensiblement cylindrique, fermée, allongée verticalement et ayant un diamètre d'au moins un mètre, des moyens ( 16) destinés à faire monter un gaz à travers la cuve, à une vitesse prédéterminée et suffisan- te pour fluidiser une première fraction des solides granu- laires, mais insuffisante pour fluidiser une seconde frac- tion desdits solides, des moyens ( 10) destinés à introduire les so- lides granulaires dans la partie supérieure de la cuve et à les retirer du fond de la cuve, de manière que les solides granulaires descendent à travers la cuve sous la forme d'une masse de granules se déplaçant en continu et à contre-courant du gaz qui s'élève à travers ladite cuve, et plusieurs éléments ( 22) de dispersion disposés à l'intérieur de la cuve afin de limiter sensiblement le mé- lange en retour vertical global des solides granulaires et d'accroître le temps de séjour de la seconde fraction des granules non fluidisés, lesdits éléments de dispersion étant disposés et réalisés afin de maintenir la chute de pression, à travers la masse de solides, à une valeur comprise entre environ 80 % et 130 % du poids total des solides divisé par l'aire de la section de la cuve, tout en empéchant ladite chute de pression de varier de plus d'environ 5 %. 2 Cuve de réacteur selon la revendication 1, caractérisée en ce que les éléments de dispersion compren- nent au moins deux chicanes perforées disposées horizonta- lement et espacées verticalement, chaque chicane présentant une surface ouverte de l'ordre de 30 à 70 % de la surface de la section du déflecteur, ladite surface ouverte étant constituée de trous ayant une dimension maximale de l'ordre de 3,8 à 10 cm. 3 Procédé pour le traitement thermique de so- lides granulaires contenant des particules de diverses di- mensions, dans un lit turbulent étagé, ce procedé consis- tant à faire descendre les solides granulaires sous la forme d'une masse de solides se déplaçant en continu dans une cu- ve ( 12) de réacteur à l'intérieur de laquelle sont disposés plusieurs éléments ( 22) de dispersion agencés et réalisés afin de limiter sensiblement le mélange en retour vertical global et le bouillonnage des solides, et à faire monter un gaz dans la cuve du réacteur, sensiblement à contre- courant du mouvement descendant de la masse de solides, à une vitesse suffisante pour fluidiser une première fraction de granules, mais insuffisante pour fluidiser une seconde frac- tion, le procédé étant caractérisé en ce qu'il consiste à utiliser une cuve de réacteur ayant un diamètre d'au moins un mètre et contenant des éléments de dispersion conçus pour maintenir la chute de pression, à travers la masse de solides, à une valeur comprise entre environ 80 et 130 % du poids total des solides divisé par l'aire de la section de la cuve, et à empêcher ladite chute de pression de varier de plus d'environ 5 %. 4 Procédé selon la revendication 3, caractérisé en ce que les solides granulaires sont chauffés dans la cuve du réacteur. 5 Procédé selon l'une des revendications 2 et 3, caractérisé en ce que le solide grannulaire est mélangé à des particules caloporteuses dans la cuve du réacteur, et le caloporteur et les solides granulaires atteignent un équili- bre thermique lors de leur passage dans la cuve du réacteur. 6 Procédé selon la revendication 3, caractérisé en ce que le temps de séjour de la fraction non fluidisable est d'au moins 70 % du temps de séjour moyen de toutes les particules passant dans la cuve du réacteur. 7 Procédé selon la revendication 3, caractérisé en ce que les solides granulaires sont refroidis dans la cu- ve du réacteur.