Brevet FR2998483A1 — publié le 20140530

PROCEDE DE SECHAGE DE GAZ HUMIDE PAR DESSICANTS ET DE REGENERATION DES DESSICANTS PAR GAZ DE SYNTHESE POUR MISE EN OEUVRE DE LA REACTION DE GAZ A L'EAU Domaine technique La présente invention concerne un procédé de séchage de gaz humide au moyen de dessicants et de régénération des dessicants selon lequel on réalise une adsorption de l'eau contenue dans un gaz humide en le faisant circuler sur au moins un lit de dessicants. Une application préférée visée est le séchage de la biomasse et, plus généralement de charge de matière carbonée, dans un procédé de conversion thermochimique en vue de produire un combustible ou un carburant, notamment un carburant liquide, ou un autre produit de synthèse par gazéification dans un réacteur de gazéification. Une autre application préférée visée est le séchage forcé de déchets organiques destinés à constituer du compost. L'invention permet d'augmenter le rendement énergétique du procédé de séchage de gaz humide en lui-même et plus particulièrement d'augmenter le rendement énergétique d'un procédé global intégrant le procédé de séchage, tel qu'un procédé de de conversion thermochimique de la biomasse par gazéification. Bien que décrit ci-après en référence à une production par gazéification d'une charge de matière carbonée, le gaz de synthèse (mélange de monoxyde de carbone et de l'hydrogène) utilisé dans le procédé selon l'invention peut être également produit par reformage de méthane ou par oxydation partielle de méthane. De même, bien que décrit en référence à de l'air ambiant humide, le procédé de séchage selon l'invention peut tout aussi bien être mis en oeuvre pour un gaz naturel. On précise ici et dans le cadre de l'invention que par « air ambiant», on entend le sens usuel de l'expression, à savoir l'air provenant directement du milieu extérieur. Etat de la technique Dans bon nombre de sites industriels, il s'avère nécessaire de sécher un gaz humide, notamment l'air ambiant. Parmi les sites industriels notables, on peut citer les usines de biocarburants par voie thermochimique (BtL), sites de compostage, mais aussi les installations de séchage du bois ou d'autres produits. Le compostage de la biomasse est une dégradation lente par des micro- organismes en aérobie. Ce procédé peut se passer soit dans un bâtiment pour le compostage industriel, dans des conditions relativement maitrisées, soit dans un tas typiquement dans un jardin, dans des conditions moins bien maitrisées. Dans le cas d'un compostage dans un bâtiment, l'air extérieur plus ou moins froid et humide en fonction de la saison et des heures de la journée est admis dans le bâtiment puis est extrait en permanence pour être rejeté après nettoyage. Le compost est tamisé puis vendu. Les rejets de tamisage sont mis dans une décharge ou brûlés dans un incinérateur. Quand l'air parvenant et présent dans le bâtiment est froid et très humide, l'air ne peut pas absorber l'eau dégagée par le compost. Aussi, il s'avère difficile de sécher le mélange, et de fait le compost reste humide et le tamisage est plus délicat à réaliser. Parfois, il se peut qu'un un épais brouillard se forme causant des conditions de travail plus que délicates. Les usines dites « Biomass to Liquid », désignées sous l'acronyme anglais BtL sont des usines destinées à mettre en oeuvre un procédé de conversion thermochimique de la biomasse par gazéification en vue de produire un carburant liquide. Ces usines BtL ont déjà été largement décrites avec un grand nombre de données économiques tant en investissement qu'en coût de production : [1], [2]. Les usines BtL qui sont actuellement conçues sont des projets de démonstration qui visent à tester et valider toute la chaine technologique du procédé de conversion thermochimique. La première étape mise oeuvre ou procédé à part entière consiste en un séchage de la biomasse humide. En effet, l'humidité de la biomasse fraîchement collectée est typiquement comprise entre 30 et 50%, ce taux initial d'humidité variant en fonction du type de biomasse, de la période de collecte et de l'endroit où est stockée la biomasse. Il a déjà été prouvé que l'eau contenue dans le biomasse réduit fortement le rendement de gazéification du fait que cela implique la génération de vapeur d'eau inutile et une évaporation de l'eau nécessaire dans le réacteur de gazéification. En outre, il est d'ores et déjà admis que le séchage naturel de la biomasse ne peut être réellement envisagé dans une application industrielle compte tenu du temps nécessaire : [3], [4], [5]. En d'autres termes, à l'échelle industrielle seul un séchage forcé de la biomasse peut être envisagé. Il semble de même admis que le séchage de la biomasse ligno-cellulosique en dessous d'un taux d'humidité de l'ordre de 15% s'avère inutile du fait qu'en dessous de cette valeur le bois s'avère être très hygroscopique et ré-adsorbe l'eau lorsqu'exposé à de l'air durant son transfert vers le réacteur de gazéification et son stockage intermédiaire. En outre, l'extraction des derniers pourcents d'humidité augmente considérablement la consommation énergétique. Ainsi, il semble admis qu'un séchage de la biomasse aux alentours d'un taux d'humidité de 15% avant sa gazéification est un bon compromis en termes d'efficacité de rendement de conversion et de consommation énergétique requise. Pour l'opération de séchage de la biomasse proprement dite, bon nombre de technologies ont déjà été éprouvées: [6]. Ces technologies peuvent être classées essentiellement en deux catégories en fonction de la nature de la source de chaleur utilisée dans les sécheurs : air ou fumée chaude ou vapeur d'eau. La technologie mise en oeuvre dépend largement de la source de chaleur disponible. Un type de sécheur largement envisagé pour le séchage du bois en vue de sa gazéification est un sécheur à bande de convoyage. Le bois, typiquement sous forme de plaquettes ou copeaux de dimensions unitaires de l'ordre de 1 à 5 cm est convoyé sur des bandes de convoyage. De l'air chaud est mis en contact dans l'épaisseur du bois convoyé en général par soufflage en contre-courant mais également en courant traversant l'épaisseur du bois couche convoyé au travers des bandes de convoyage. Tel qu'actuellement envisagé, l'air est l'air ambiant pris depuis l'environnement extérieur et est chauffé à environ 130°C, souvent par de la vapeur d'eau. Ce procédé de séchage du bois s'avère long et consommateur de beaucoup d'énergie du fait de la quantité très importante d'air chaud requise. Ainsi, le procédé de séchage du bois actuellement envisagé est coûteux, plus particulièrement en énergie. Après la gazéification, le gaz de synthèse (contenant du monoxyde de carbone, de l'hydrogène entre autres) est mélangé avec de la vapeur d'eau et passé sur un réacteur de gaz à l'eau pour augmenter ca teneur en hydrogène (CO+H20 -> CO2+H2). Cette réaction qui est exothermique consomme beaucoup de vapeur d'eau qui représente un coût de production considérable dans une usine. De manière plus générale, il existe un grand nombre de technologies pour sécher l'air ou d'autres gaz. A l'échelle industrielle, plusieurs solutions existent que l'on peut détailler comme suit. Les sécheurs d'air, dits frigorifiques, fonctionnent en comprimant l'air puis en refroidissant l'air comprimé à une température inférieure à son point de rosée. Pour des relativement petites capacités, le refroidissement est assuré par des machines à effet Peltier. Pour des plus grandes capacités, le refroidissement est fait en intégrant une pompe à chaleur [7]. Avec de tels sécheurs, la température de point de rosée est généralement de 2°C ou 10°C. L'inventeur considère que pour être réellement avantageux, de tels sécheurs doivent avoir un point de rosée de l'air séché à une température de l'ordre de -20 °C. Or, cela implique un coût énergétique important. Le séchage de l'air par l'intermédiaire de machines à absorption en particulier celles couplées à un capteur solaire a déjà été envisagé. A ce jour, il est avéré qu'un refroidissement de l'air de 30°C vers 20°C est possible, mais pouvoir descendre à une température de -20°C n'est pas certain. Il est donc difficile d'évaluer le coût énergétique réel [8]. Il est connu également de sécher le gaz naturel par absorption dans une colonne à glycol, utilisée généralement sous pression. Un lavage à glycol (tri éthylène glycol, TEG) est efficace pour un gaz sous pression pour obtenir un gaz très sec. Cette solution est la référence en tant que sécheur de gaz naturel à haute pression avec des points de rosée très bas aux alentours -20°C. Son usage à basse pression reste à démontrer, et la puissance électrique requise pour la régénération n'a pas été évaluée. Il est connu enfin de sécher l'air par adsorption en faisant circuler un flux d'air à sécher sur des dessicants, tels que de l'alumine dite activée, des zéolites ou un gel de silice connu sous le nom de silica-gel. L'alumine dite activée est produit par de-hydroxylation et a notamment comme caractéristique d'être poreux, voire très poreux, typiquement avec une surface spécifique comprise entre 50 et 400m2/g, ce qui lui confère une grande capacité d'adsorption. Le séchage d'air par de l'alumine activée est par exemple décrit dans les demandes de brevet EP0039504 et EP0922482 et dans les publications [9], [10]. L'alumine activée se présente sous forme de billes. Deux lits d'alumine activée sont généralement utilisés pour le séchage de l'air, un pour l'adsorption de l'humidité et l'autre pour la régénération. La régénération peut être faite soit par dépressurisation (PSA, acronyme anglais de « pressure swing adsorption ») soit par variation de température (TSA, acronyme anglais de « temperature swing adsorption »). Comme indiqué dans la publication [9], la régénération thermique, généralement faite avec une source d'air chaud, est faite à 160°C en gaz sec, ou 220°C en gaz humide. Les avantages majeurs du séchage d'air par alumine activée sont sa fiabilité et son efficacité à sécher l'air jusqu'à des points de rosée à températures très basses. En revanche, la régénération de l'alumine activée nécessite à ce jour beaucoup d'énergie : [11]. Ainsi, il apparaît que dans toutes les technologies de séchage d'air existantes, le coût énergétique est important soit en énergie électrique directe, soit en énergie thermique pour la régénération du sorbant (adsorbant ou absorbant). Par ailleurs, il est connu de la demande de brevet WO 2010/059055 que l'alumine dopé aux alcalins peut adsorber des gaz acides tels que H2S et/ou de catalyser la réaction dit de gaz à l'eau (WGS, acronyme anglais de "water gas shift") à une température aux alentours de 400°C. Dans cette demande de brevet, il est indiqué que l'eau nécessaire pour mettre en oeuvre la réaction WGS est soit apportée par de la vapeur d'eau soit déjà contenu dans le gaz. Le but général de l'invention est de pallier au moins une partie des inconvénients de l'état de l'art de séchage d'un gaz humide, plus généralement de l'air ambiant humide, notamment en diminuant le coût énergétique nécessaire. Un but particulier est de proposer un procédé de séchage de gaz humide qui permette d'augmenter le rendement énergétique d'un procédé global intégrant ledit procédé de séchage, tel qu'un procédé de de conversion thermochimique de la biomasse par gazéification. Exposé de l'invention Pour ce faire, l'invention a pour objet un procédé de séchage de gaz humide au moyen de dessicants et de régénération des dessicants, comportant les étapes suivantes : a/ adsorption de l'eau contenue dans un gaz humide en le faisant circuler sur au moins un lit de dessicants, b/ régénération des dessicants en faisant circuler un gaz de synthèse sur les dessicants saturés au moins partiellement de sorte à mettre en oeuvre la réaction dite de réaction de gaz à l'eau (WGS acronyme anglais de « Water Shift Gas »). Autrement dit, selon l'invention, on met en oeuvre la réaction WGS sur des dessicants déjà chargés en eau, au lieu de mettre en oeuvre la réaction WGS en introduisant dans un réacteur dédié, un mélange de vapeur d'eau et de gaz de synthèse (syngas). Grâce à l'invention, on baisse le coût énergétique du séchage d'air par rapport aux techniques selon l'état de l'art car il n'y a pas lieu de produire autant de vapeur d'eau et on réduit la quantité d'air requise dans le sécheur de biomasse. Le procédé est particulièrement avantageux dans un procédé global de conversion thermochimique par gazéification selon lequel il est nécessaire à la fois de sécher de l'air pour sécher la biomasse en entrée et de réaliser la réaction WGS en aval du réacteur de gazéification. Le gaz de synthèse issu de la gazéification peut être refroidi à la température adéquate, de préférence aux alentours de 200 à 250°C, pour régénérer les dessicants. Le monoxyde de carbone réagit alors avec l'eau présente dans les dessicants pour former du dioxyde de carbone CO2, de l'hydrogène H2 et de la chaleur. La chaleur est consommée pour libérer l'eau adsorbée dans les dessicants. Aucune autre source de chaleur n'est nécessaire pour la régénération. Il peut cependant être nécessaire de rajouter une unité supplémentaire pour mettre en oeuvre une réaction WGS supplémentaire à celle qui vient d'être décrite pour la régénération des dessicants, et ce afin d'obtenir un ratio [H2]/ [CO] précis. En effet, d'une part le ratio [H2]/ [CO] obtenu en sortie d'un réacteur de gazéification est variable en fonction du type de réacteur : avec de la vapeur d'eau en tant qu'agent gazéifiant, il est ainsi généralement compris entre 1:0,7 et 1 :1 en sortie d'un réacteur à flux entraîné et supérieur à 1 :1,5 dans un réacteur à lit fluidisé. D'autre part, le ratio [H2]/ [CO] nécessaire pour la mise en oeuvre de la synthèse d'un carburant ou autre produit de synthèse doit être précis et il est variable en fonction du type de réaction de synthèse. Typiquement, pour une synthèse par Fischer-Tropsch, le ratio en entrée [H2]/ [CO] doit être égal à 2,1 :1. Aussi, une réaction WGS supplémentaire à celle provoquant la régénération des dessicants peut être prévue avantageusement pour obtenir un ratio précis [H2]/ [CO] nécessaire à la synthèse d'un carburant liquide ou produit de synthèse. Les dessicants selon l'invention sont de préférence choisis parmi une alumine activée, une zéolithe, un silicagel, un charbon activé. Parmi ceux-ci, l'alumine activée est encore préférée. En effet, l'alumine activée a intrinsèquement une capacité d'adsorption considérable, sans que la régénération selon l'étape b/ ne soit compliquée. Un autre avantage à utiliser de l'alumine est la facilité à la doper ou la charger avec un catalyseur facilitant la réaction de gaz à l'eau. Ainsi, à titre d'exemple, pour un débit de 200 kNm3/h avec un air humide à 100 % à 10°C, conditions rencontrées fréquemment en hiver en France, il est nécessaire de capter une quantité de 1600 kg/h d'eau pour descendre à un point de rosée à -20°C, sans qu'il soit nécessaire de refroidir l'air : l'humidité relative de l'air descend alors à une valeur de l'ordre de 10%. Avec une variation de la quantité d'eau sur l'alumine activée comprise entre 10 et 30%, c'est-à-dire une quantité comprise entre 10 et 30 gramme pour 100 gramme d'alumine, il est nécessaire de disposer d'une quantité de 8000 kg alumine par heure. Dans la publication [11] précitée, il est indiqué une estimation de l'énergie d'adsorption de l'alumine activée à 3000 kJ/kg, soit 130% de la chaleur latente. Cela implique de disposer d'une quantité d'énergie de 1.3MW pour évaporer l'eau à laquelle il faut ajouter la chaleur sensible nécessaire pour chauffer l'alumine (Cp=1000 J/Kg/K). Avec la quantité d'alumine nécessaire indiquée ci-dessus, soit 8 tonne d'alumine par heure, l'énergie thermique nécessaire pour chauffer l'alumine est d'environ 380 kW à une température de chauffage de l'ordre de 200 °C couramment disponible en sortie de réacteur de gazéification. L'énergie nécessaire à la régénération de l'alumine activée peut donc être estimée à environ 1,7 MW, valeur qui peut être entièrement fournie par la réaction WGS. Selon une variante préférée, l'étape b/ est réalisée par une alumine activée imprégnée d'un catalyseur. De préférence, le catalyseur est à base de sulfure de molybdène (MoS), sulfure de cobalt et de molybdène (CoMoS) ou d'oxyde de fer. Ces catalyseurs ont pour avantage de s'oxyder à des températures bien plus élevées que celles à laquelle l'étape b/ de régénération est réalisée. Le catalyseur peut être choisi avantageusement pour sa résistance à l'H2S dans le gaz de synthèse s'il est présent, évitant par là une étape de purification coûteuse. Le sulfure de cobalt et de molybdène (CoMoS) est particulièrement avantageux, car résistant à l'H2S, actif à des températures aux environs de 200°C, et peu coûteux. Il est également possible de catalyser la réaction WGS selon l'étape b/ avec de l'alumine dopé aux sels alcalins à une température vers 400°C. Les étapes a/ et b/ du procédé selon l'invention peuvent être réalisées en continu ou en discontinu. Avantageusement, en continu, les dessicants peuvent circuler sous forme de lit fluidisé, et avantageusement encore sur un lit fixe de catalyseur. Les dessicants, tels que l'alumine activée, sont de préférence sous forme de billes, ce qui permet une circulation plus aisée. L'étape b/ est de préférence réalisée avec un gaz de synthèse dont la température est comprise entre 160°C et 250°C, de préférence à environ 200°C, températures qui peuvent être aisément atteintes par refroidissement en sortie de réacteur de gazéification. Selon une variante de réalisation, on réalise une étape de nettoyage du gaz de synthèse avant ou après l'étape b/. Selon une autre variante de réalisation, avant l'étape a/ on réalise un balayage des dessicants en faisant circuler un gaz inerte, tel que du CO2, de l'azote ou un autre gaz inerte. Ainsi, l'oxygène éventuellement présent dans les pores des dessicants/catalyseur est chassé évitant tout risque d'explosion, par contact direct entre l'hydrogène contenu dans le gaz de synthèse et l'oxygène de l'air. Le gaz de synthèse de l'étape b/ selon l'invention peut être produit par reformage de méthane ou par oxydation partielle de méthane ou gazéification d'une charge de matière carbonée. Le gaz humide qui peut être séché selon l'invention peut être soit un gaz naturel, soit de l'air ambiant. Le gaz de synthèse issu de l'étape b/ peut ensuite après purification éventuelle, être utilisé pour la production d'hydrogène, dans la synthèse de carburants (bio-carburants) ou être utilisé pour faire de l'électricité dans un moteur ou turbine à gaz. Les avantages du procédé de séchage d'air qui vient d'être décrit sont nombreux et peuvent être énumérés comme suit : - simplicité de séchage de l'air, - simplification du séchage/régénération de dessicants comparativement aux procédés selon l'état de l'art, - diminution des pertes thermiques comparativement aux procédés de séchage selon l'état de l'art car la chaleur dégagée par la réaction WGS est amenée directement au coeur du procédé, - réduction de consommation de vapeur d'eau pour l'injection dans un gaz de synthèse pour mise en oeuvre de la réaction WGS, - réduction possible du dimensionnement du sécheur de biomasse, - réduction possible du débit d'air de séchage nécessaire au séchage de la biomasse, - augmentation possible de la production d'hydrogène, en aval d'un réacteur de gazéification, - augmentation possible de la production de CO2 en aval d'un réacteur de gazéification, à des fins de séquestration ou de valorisation, - enchaînement possible de la réaction WGS selon l'étape b/ dans une installation complète de production d'hydrogène, ou de production de biocarburants liquides. L'invention concerne également un procédé de séchage forcé de déchets organiques destinés à constitués du compost, au moyen de l'air ambiant séché conformément à l'étape a/ du procédé qui vient d'être décrit. L'invention concerne également un procédé de conversion thermochimique d'une charge de matière carbonée en un gaz de synthèse en vue de produire un combustible ou un carburant, notamment un carburant liquide, ou un autre produit de synthèse, comportant les étapes suivantes : - séchage forcé d'une charge de matière carbonée au moyen de l'air ambiant séché conformément à l'étape a/ du procédé de séchage décrit ci-avant, - gazéification de la charge dans un réacteur de gazéification, - étape b/ du procédé de séchage décrit ci-avant, avec le gaz de synthèse produit en amont par la gazéification dans le réacteur. La charge de matière carbonée est de préférence de la biomasse ligno- cellulosique. La réaction de gazéification peut être réalisée à des températures comprises 700 et 1600°C. Selon une variante de réalisation, le réacteur de gazéification est un réacteur de type à lit fluidisé, la réaction de gazéification étant réalisée à des températures comprises entre 800 et 950°C. Selon une variante alternative, le réacteur de gazéification est un réacteur de type à flux entrainé, la réaction de gazéification étant réalisée à des températures comprises entre 1200 et 1600°C. Selon un mode de réalisation avantageux, on réalise en aval de l'étape b/, une synthèse selon le procédé Fischer-Tropsch suivi par un hydrocraquage pour produire du carburant liquide de type diesel ou kérosène. L'invention concerne enfin une installation mettant en oeuvre en continu le(s) procédé(s) décrits ci-avant, comportant un premier réacteur dont l'entrée est reliée à un circuit de gaz humide, pour mettre en oeuvre l'étape a/, un deuxième réacteur dont l'entrée est reliée à un circuit de gaz de synthèse pour mettre en oeuvre l'étape b/, des moyens de circulation pour faire circuler en lit circulant les dessicants respectivement à l'intérieur du premier réacteur, du premier réacteur vers le deuxième réacteur et vice-versa, et à l'intérieur du deuxième réacteur. Selon un mode de réalisation avantageux : - les dessicants sont sous forme de billes, - les premier et deuxième réacteurs sont agencés à la verticale, - les moyens de circulation à l'intérieur du premier réacteur comportent des guides dépourvus de catalyseur, fixés à l'intérieur du premier réacteur, pour permettre la circulation par gravité des billes depuis la partie haute du premier réacteur dans laquelle elles sont non saturées jusqu'à la partie basse du premier réacteur dans laquelle elles sont saturées, - les moyens de circulation du premier réacteur vers le deuxième réacteur comportent un premier dispositif de fluidisation des billes, relié d'une part au premier réacteur et d'autre part au deuxième réacteur par une ligne de transfert pneumatique, - les moyens de circulation à l'intérieur du deuxième réacteur comportent des guides contenant des catalyseurs, fixés à l'intérieur du deuxième réacteur, pour permettre la circulation par gravité des billes depuis la partie haute du deuxième réacteur dans laquelle elles sont saturées jusqu'à la partie basse du premier réacteur dans laquelle elles sont régénérées, - les moyens de circulation du deuxième réacteur vers le premier réacteur comportent un deuxième dispositif de fluidisation des billes, relié d'une part au deuxième réacteur et d'autre part au premier réacteur par une ligne de transfert pneumatique comportant au moins une chambre de transfert pressurisée pour stocker les billes régénérées sous pression. Description détaillée D'autres avantages et caractéristiques de l'invention ressortiront mieux à la lecture de la description détaillée de l'invention faite à titre illustratif et non limitatif en référence aux figures suivantes parmi lesquelles : - la figure 1 est une vue schématique du principe d'une partie d'une installation de conversion thermochimique de charge matière carbonée par gazéification mettant en oeuvre en continu un procédé de séchage selon l'état de l'art; - la figure 2 est une vue schématique du principe d'une partie d'une installation de conversion thermochimique de charge matière carbonée par gazéification mettant en oeuvre en continu un procédé de séchage selon l'invention; - la figure 3 est une vue de détail montrant un mode de réalisation avantageux d'une installation en continu selon la figure 2. Dans la description qui va suivre les termes « entrée », « sortie » « amont », « aval », sont utilisés par référence avec les sens de transfert de la biomasse, de circulation l'air et du gaz de synthèse dans les installations de conversion thermochimique par gazéification. On précise que les flèches représentées en figures 1 et 2 indiquent justement ces sens de transfert de biomasse et circulation des gaz. Par souci de cohérence, les mêmes références numériques désignent les mêmes éléments des installations selon l'invention et selon l'état de l'art. On précise également que le terme « réacteur » utilisé ci-après peut être relatif à plusieurs réacteurs fonctionnant en parallèle. On décrit ci-après un exemple d'installation en continu mettant en oeuvre une conversion thermochimique par gazéification selon l'état de l'art, à titre d'exemple comparatif, et un exemple 1 selon l'invention. On précise que seule une partie des installations sont représentées et qu'elles peuvent comporter bien d'autres unités, telles qu'une unité de torréfaction de la biomasse séchée, une unité de broyage de la biomasse torréfiée, les systèmes de refroidissement à échangeur de chaleur tels que ceux en sortie du réacteur de gazéification, les dispositifs de nettoyage et/ou de purification du gaz de synthèse en aval du réacteur de gazéification. L'exemple comparatif de l'installation selon l'état de l'art est représenté en figure 1, tandis que l'exemple 1 relatif à l'installation selon l'invention est représenté en figure 2. On décrit tout d'abord les éléments communs aux deux installations 1, respectivement selon l'état de l'art (figure 1) et selon l'invention (figure 2). Les installations en continu 1 représentées mettent chacune en oeuvre un procédé d'une gazéification de la biomasse pour la synthèse d'un carburant de synthèse. Ainsi, de la biomasse ligno-cellulosique provenant depuis un réservoir de stockage approprié non représentée alimente en continu un sécheur de biomasse 2, de type à bande de convoyage. Puis la biomasse séchée alimente en continu un réacteur de gazéification 3, de type à lit fluidisé circulant (FICFB, acronyme anglais pour « Fast Internai Circulating Fluidised Bed ») est alimenté en continu. D'ailleurs, le réacteur 3 à lit fluidisé peut fonctionner de préférence entre 800 et 950°C et a des pressions sensiblement de l'ordre de la pression atmosphérique. Le réacteur 3 peut également être un réacteur de type à flux entraîné (RFE, ou EFR, acronyme anglais de «Entrained flow reactor ») fonctionnant de préférence à des températures comprises typiquement entre 1400-1600°C et à des pressions élevées, typiquement entre 5 et 80 bar. A la sortie du réacteur de gazéification 3, un mélange brut de gaz de synthèse comprenant pour les espèces majoritaires du CO, CO2, H2O et H2 est émis. Ainsi, en général, une gazéification de biomasse dans un réacteur à flux entrainé 3 sans ajout de vapeur produit un gaz de synthèse contenant environ 50-70 mol% CO, 3-15 mol% H2, 1-8 mol% CO2 et 20-35 mol% H2O. Le gaz de synthèse est refroidi après le réacteur dans le récupérateur de chaleur pour être utilisable en aval. On précise que l'échangeur adapté pour refroidir le gaz est intégré dans le gazéifieur et n'est pas représenté en tant que tel sur les figures. En aval du réacteur de gazéification 3, est agencé un réacteur 4 adapté pour réaliser la réaction de gaz à l'eau (WGS). Ainsi, en sortie du réacteur 4, un gaz de synthèse est émis avec un ratio [H2]/ [CO] nécessaire à la synthèse d'un carburant liquide ou produit de synthèse, en particulier pour un carburant liquide obtenu par synthèse Fischer Tropsch. Dans le sécheur de biomasse 2, celle-ci est séchée par un air de séchage. Pour obtenir l'air de séchage, l'air ambiant est envoyé vers un réchauffeur 5 et est chauffé par de la vapeur basse pression. Ainsi, l'air sortant du réchauffeur 5 présente une humidité relative diminuée par rapport à l'air ambiant entrant dans le réchauffeur 5. Un condensat basse pression sort également du réchauffeur 5. L'installation 1 selon l'invention (figure 2) se distingue de l'installation selon l'état de l'art (figure 1) par le fait qu'elle comporte en outre : - un réacteur 6 dont l'entrée est reliée à l'air ambiant et la sortie est reliée au réchauffeur 2, - un réacteur 7 dont l'entrée est reliée à la sortie du réacteur de gazéification 3 et la sortie est reliée au réacteur 4 de mise en oeuvre de la réaction WGS. Le réacteur 6 est rempli d'un lit de billes d'alumine activée, comportant un catalyseur ou pas, pour réaliser une étape a/ adsorption de l'eau contenue dans l'air ambiant. Ainsi, comparativement à l'exemple selon l'état de l'art, l'air ambiant est déshydraté avant d'être chauffé par la vapeur basse pression. Ainsi, selon l'invention, du fait d'un air plus sec en entrée dans le sécheur 2, les cinétiques de séchage de la biomasse sont plus rapides au début et identiques à la fin (taux d'humidité identique). L'air plus sec en entrée a une plus grande de capacité de séchage dans le sécheur. Le réacteur 7 est régulièrement rempli d'un lit de billes d'alumines activées saturées au préalable dans le réacteur 6 pour réaliser une étape b/ de régénération des billes, dotées d'un catalyseur ou pas, en faisant circuler le gaz de synthèse issu du réacteur de gazéification 3 sur lesdites billes saturées de sorte à mettre en oeuvre également la réaction dite de réaction de gaz à l'eau (WGS acronyme anglais de « Water Shift Gas »). Les deux lits d'alumines activées respectivement saturées et régénérées sont échangés à intervalles de temps réguliers. Le gaz de synthèse provenant du réacteur de gazéification 3 et qui entre dans le réacteur 7 de régénération des billes d'alumine activée a 20 une température aux alentours de 220°C. On a réalisé une simulation des conditions thermodynamiques de fonctionnement les deux installations 1 qui viennent d'être décrites, à l'aide d'un logiciel de simulation de procédés industriels, ProSim Plus ®: [12]. Dans les deux installations, les conditions d'entrée à partir de conditions réelles 25 sont les suivantes : - air ambiant à 10°C avec un taux d'humidité relative de l'ordre de 70%, - débit de biomasse séchée souhaité en sortie du sécheur 2: 100t/h (représentant 500 MW thermique), - température de l'air chauffé par la vapeur basse pression (en sortie de 30 réchauffeur 2) : 123°C, - l'alumine peu adsorbé selon un ratio de 10 à 30% de sa masse en eau. Pour le calcul, ici on suppose une variation de 20% entre l'état régénéré et l'état saturé. La densité est typiquement 800 kg/m3. Les résultats de simulation sont donnés dans le tableau 1 ci-dessous : TABLEAU 1 Exemple Exemple 1 selon l'état de l'art selon l'invention (figure 1) (figure 2) Humidité dans l'air ambiant en 0.0053 kg eau/kg air 0.0053 kg eau/kg air sec entrée sec Humidité dans l'air en entrée du sécheur 2 0.0053 kg eau/kg air 0.0015 kg water/ kg air sec sec Quantité d'eau à enlever de l'air 5.5 m3/h Quantité d'alumine nécessaire 27 t/h (34 m3/h) Débit d'air nécessaire en entrée 1607 kNm3/h 1131 kNm3/h Débit de vapeur d'eau basse pression nécessaire 105.2 t/h 73.5 t/h Puissance de chauffe requise 66.5 MW 46.4 MW Taux de concentration de l'eau dans l'air en sortie de sécheur 2 2.75 %mass 2.75 %mass Température de l'air en sortie du sécheur 2 50°C 50°C Ratio H2:CO en entrée de réacteur 4 1:0,76 1:1,31 Il ressort de ce tableau 1 que l'invention a comme avantage majeur de réduire le débit d'air nécessaire en entrée de sécheur 2, ce qui présente une réduction de la consommation de la vapeur d'eau basse pression à utiliser pour le séchage. L'économie de vapeur d'eau basse pression, telle que simulée, est égale à environ 31 t/h, ce qui représente environ 20MW de consommation de chaleur. Rapportée à la puissance totale requise pour l'exemple comparatif selon l'état de l'art, soit 500MW, l'économie de consommation de vapeur d'eau basse pression représente 4%. En considérant un rendement moyen égal à 25% pour une turbine à vapeur, le gain de vapeur d'eau peut apporter un gain en électricité d'environ 5MW. Par ailleurs, même si cela n'est pas indiqué dans le tableau 1 ci-dessus, l'étape a/ d'adsorption de l'eau par l'alumine activée dégage de la chaleur de manière substantielle. On peut raisonnablement chiffrer cette chaleur dégagée à environ 3,5MW. Enfin, la chaleur du même ordre de grandeur soit 3,5MW requise pour réaliser l'étape b/ de régénération peut être intégralement apportée par la réaction WGS. Les résultats et avantages d'une installation selon l'invention sont bien évidemment dépendantes des conditions de température et d'humidité de l'air ambiant. Aussi, on a fait varier ces conditions pour quantifier le gain énergétique dans différentes configurations. Le tableau 2 ci-dessous représente les résultats obtenus pour un air ambiant avec des taux d'humidité relative respectivement de 50%, 70%, et 90% et des températures respectivement de 0°C, 10°C et 20°C. TABLEAU 2 Exemple Exemple 1 Différence selon l'état de l'art selon l'invention de (figure 1) (figure 2) puissance requise Conditions Débit Puissanc Ratio Débit Puissanc Ratio Gain Air ambiant d'air e de H2/C0 d'air e de H2/C0 obtenu Température (kNm3/h) chauffe en (kNm3/h) chauffe en selon (°C) requise entrée requise entrée l'invention - (MW) de (MW) de (MW) Taux réacteur réacteur d'humidité 4 4 relative (%) 0°C-50% 1384 62.1 0.76 1412 49.1 1.12 13 0°C-90% 1481 66.5 0.76 1438 49.9 1.2 16.6 10°C-50% 1500 61.9 0.76 1441 46 1.22 15.9 10°C-70% 1607 66.5 0.76 1459 46.4 1.31 20.1 10°C-90% 1723 71.3 0.76 1473 46.8 1.4 24.5 20°C-50% 1765 66.6 0.76 1478 42.8 1.45 23.8 20°C-70% 2056 77.8 0.76 1499 43.3 1.7 34.5 20°C-90% 2475 93.9 0.76 1515 43.6 1.99 50.3 Il ressort de ce tableau 2 que le gain de puissance requise obtenu grâce à l'invention est proportionnel au taux d'humidité relative et à la température dans l'air ambiant. Le gain énergétique est principalement dû au moindre débit d'air requis du fait que l'air a une grande capacité d'adsorption de l'eau. On constate également que la température a moins d'impact que le taux d'humidité relative. On peut conclure qu'une installation conforme à l'invention (figure 2) nécessite moins de chaleur pour la production de carburant liquide qu'une installation selon l'état de l'art (figure 1) et que le gain énergétique obtenu dépend des conditions de température et de pression de l'air ambiant, qui constitue le gaz en entrée du séchage de biomasse. Au vu des simulations effectuées, il est envisageable que grâce à l'invention, on peut économiser de l'ordre de 10 à 50MW de puissance thermique pour une usine de production de carburant liquide à partir de biomasse actuellement dimensionnée avec une puissance thermique totale de 500MW. Avec un rendement de turbine à vapeur de l'ordre de 25%, ces gains en énergie thermique peuvent donner lieu à la production d'une puissance électrique de l'ordre de 2 à 12MW, ce qui peut permettre de réduire les coûts de fonctionnement d'une telle usine. Exemple 2 : L'exemple 2 suivant est réalisé comme pour l'installation de la figure 2 mais avec des données à partir de conditions réelles telles qu'elles existent à ce jour pour une usine de production de carburant liquide à partir de biomasse ligno-cellulosique, initiée par la demanderesse avec des partenaires industriels. Cet exemple 2 permet également de donner une indication des quantités requises pour les billes d'alumine activée en tant que dessicants et pour le gaz de synthèse nécessaire à leur régénération. Une gazéification d'un débit de 2 tonnes de biomasse sèche par heure produit un gaz de synthèse de composition 63mo1% CO, 13 mol% H2, 2 mol% CO2 et 23 mol%H20 et de quantité suffisante pour consommer 1600 kg/h de l'eau issue de 200 kM3/h d'air ambiant saturé à 10°C. Actuellement, le débit en entrée est égal à 15,5 t/h de biomasse lignocellulosique, sous forme de plaquettes forestières, présentant un taux d'humidité relative égal à 40%. Cette biomasse est séchée jusqu'à ce qu'elle atteigne un taux d'humidité relative de 15%, soit un débit de 10,8 t/h. L'air nécessaire pour le séchage est l'air ambiant pris à l'extérieur à 10°C et une humidité relative de 70%. L'air de séchage est chauffé à 130°C puis est mis en contact avec la biomasse ligno-cellulosique à un débit de 200 t/h. L'air en sortie du sécheur de biomasse sort ainsi à une température de 42°C avec un taux d'humidité relative égale à 50%, soit 2.75% masse d'eau. Dans ces conditions, le séchage de la biomasse et donc le chauffage de l'air de séchage nécessite une puissance de 6,4 MW de la vapeur d'eau basse pression. Avec l'installation conforme à l'invention selon la figure 2, le séchage de l'air ambiant par adsorption de l'eau par les billes d'alumine peut permettre de passer d'un taux d'humidité relative de 70% à 20%, soit une condensation d'un débit de 800 kg/h d'eau. Cette condensation produit 0.5 MW de chaleur qui peut être restitué dans l'air. Avec un séchage de l'air ambiant d'un taux d'humidité initial de 70% à 20%, on peut stocker 20g d'eau dans 100g d'alumine. Ainsi, on peut estimer le débit de billes d'alumine nécessaires à 4 tonne par heure. Les billes d'alumine activées ont une capacité thermique massique Cp de l'ordre de 1000 J/kg/°C. Ainsi, avec un gaz de synthèse provenant du réacteur 3 de gazéification à une température de 200°C, les billes d'alumine dans le réacteur 7 ont une température proche de la température d'entrée d'air, soit 20°C. La chaleur emmagasinée dans l'alumine est environ 0,15 MW et transférée à l'air. Ainsi au final, le séchage de l'air ambiant génère 0,65 MW de chaleur produite pendant la régénération des billes d'alumine. Par ailleurs, en sortie du réacteur de gazéification 3 on dispose d'un débit de gaz de synthèse de l'ordre de 18000 kg/h. Or, la régénération des billes d'alumine saturées d'un débit de gaz de synthèse est de l'ordre de 3000 kg/h, soit une proportion de 16% par rapport au débit disponible. Autrement dit, il est nécessaire de disposer du réacteur 4 en aval pour réaliser la réaction WGS avec tout le débit de gaz de synthèse issu du réacteur de gazéification. Le débit de l'air de séchage dans le sécheur de biomasse 2 peut être réduit de 15%, l'air plus sec obtenu selon l'invention impliquent une moindre pour sécher plus de biomasse. L'économie réalisée grâce à l'invention sur le débit d'air s'élève à 15% sur une puissance requise initialement égale à 6,4MW, soit environ 1MW. Cette économie représente plus de 2% de la charge énergétique totale de l'usine qui est de 45MW. Un mode de réalisation avantageux de circulation en lit circulant des billes d'alumine activée est montré en figure 3. Catalyseur en lit fixe, alumine en lit circulant Selon ce mode de réalisation, les réacteurs respectivement 6 d'adsorption de l'eau et 7 de régénération des billes d'alumine sont agencés à la verticale et sont reliés entre eux par des moyens de circulation décrits en détail ci-après. Ainsi, les billes d'alumine circulent en continu par gravité dans chacun des réacteurs 6 et 7 et de l'une à l'autre en passant de leur état saturé en à leur état régénéré. Des guides 60 sous la forme de pièces creuses, dépourvus de catalyseur sont fixés à l'intérieur du réacteur d'adsorption 6. Un premier dispositif 8 de fluidisation des billes est relié d'une part à la partie basse du réacteur 6 et d'autre part à la partie haute du réacteur 7 par une ligne de transfert pneumatique 9. Des guides 70 contenant des catalyseurs sont fixés à l'intérieur du réacteur 7 de régénération. De préférence, les catalyseurs sont constitués par du sulfure de cobalt et de molybdène (CoMoS) actif à des températures aux environs de 200°C, soit sensiblement la température à laquelle les gaz de synthèse issus du réacteur de gazéification 3 entrent dans le réacteur 7. Un deuxième dispositif 10 de fluidisation des billes est relié d'une part à la partie basse du réacteur 7 de régénération et d'autre part à la partie haute du réacteur 6 d'adsorption par une ligne de transfert pneumatique 11. Sur cette ligne de transfert pneumatique 11 est prévue une chambre de transfert 12 pressurisée pour stocker les billes régénérées sous pression. Une vanne 13 peut être prévue entre la chambre de transfert 12 et l'entrée du réacteur d'adsorption 6 pour réguler le débit des billes entrant dans ce dernier. Le fonctionnement du système de circulation en continu des billes d'alumine est le suivant. Les billes d'alumines circulent par gravité depuis la partie haute jusqu'à la partie basse du réacteur d'adsorption 6 à contre-courant de l'air ambiant humide à sécher. Au cours de leur circulation dans ce réacteur 6, les billes d'alumine adsorbent l'eau contenue dans l'air ambiant, ce qui assèche celui-ci. Les billes d'alumine saturées sont fluidisées par le dispositif 8 et envoyées dans la partie haute du réacteur de régénération 7. Elles circulent par gravité à l'intérieur de ce réacteur 7 tout en étant régénérées par le gaz de synthèse issus du réacteur de gazéification 3. Les catalyseurs accélèrent la régénération de sorte qu'en partie basse du réacteur de régénération 7 les billes sont complètement régénérées. Elles sont alors fluidisées par le dispositif 10 puis envoyées dans la chambre de transfert ou stockage 12 par la ligne de transfert pneumatique 11. On obtient ainsi un fonctionnement de circulation des billes d'alumine avec un seul lit circulant pour une quantité importante de cycles de saturation/régénération. Exemple 3 L'exemple 3 suivant est décrit en relation avec une installation de séchage d'air avant admission dans un bâtiment de compostage. Un problème majeur dans les bâtiments de compostage est l'humidité de l'air. Le séchage d'air selon l'invention permet ici de faciliter le procédé de compostage. En d'autres termes, selon l'invention, on réalise un séchage forcé de déchets organiques destinés à constituer du compost, au moyen de l'air ambiant séché par adsorption sur un lit de billes d'alumine. Les données indiquées ci-après sont en partie celles d'une installation de compostage existante. Ici, on réalise un séchage de l'air ambiant pour obtenir de l'air à 30°C, saturé à 100% (0.027 kg H20/kg air sec) avec un débit de 200 kNm3/h. Les refus de tamisage, c'est-à-dire les quantités de déchets organiques qui ne peuvent être utilisés comme compost après l'opération de tamisage, peuvent fournir une puissance thermique d'environ 1.7 MW afin de les brûler en état humide, ou 2,5MW après séchage. On a besoin d'enlever de l'air une quantité d'environ 1600 kg H20/h pour avoir un point de rosée à une température -20°C, ce qui correspond à un air ambiant avec 0.01 kgH2O/kg air sec, soit un taux d'humidité relative inférieur à 10% à 10°C. Lorsqu'on réalise l'étape b/ de régénération avec un gaz de synthèse issu de la gazéification des refus de tamisage, l'eau présente dans les billes d'alumine saturées réagit 20 avec le CO dans la réaction WGS. Cette réaction WGS dégage alors une puissance thermique d'environ 1.3 MW. Cette valeur correspond bien à la chaleur nécessaire pour évaporer le débit 1600 kg/h H2O libre. Aussi, la chaleur d'appoint nécessaire est limitée à la chauffe de l'alumine et à la différence entre la chaleur nécessaire à l'évaporation de l'eau et le 25 séchage de l'alumine, c'est-à-dire 0,4 MW. Ainsi, plus de 90% d'eau dans l'alumine est converti en hydrogène H2. L'alumine chaude régénérée est refroidie avec l'air ambiant pendant le séchage. Une puissance thermique de 0.4 MW est utilisée pour chauffer l'air. Si on dissipe cette chaleur dans l'air, avec le débit de 200 kNm3/h et en tenant compte de la capacité 30 thermique massique Cp de l'alumine de l'ordre de 1000 J/kg/°C, la température de l'air augmente de 6°C. Cette augmentation de température de 6°C est avantageuse pour le procédé de compostage. Bien que décrite en référence exclusivement à la biomasse l'installation de séchage d'air selon l'invention et de conversion en un combustible ou un carburant, notamment un carburant liquide, ou un autre produit de synthèse, l'invention peut être utilisée pour la conversion d'autres charges de matière carbonée (charbon, pet coke, déchets organiques...). Références citées [1] : Tijmensen MJA, Faaij APC, Hamelinck CN, Hardeveld MRM. « Exploration of the possibilities of Fischer Tropsch liquids and power via biomass gasification ». Biomass& Bioenergy 2002; 23: 129-52. [2]: Haarlemmer G, Boissonnet G, Imbach J, Setier P-A, Peduzzi E. « Second generation Btl, type biofuels - a production cost analysis ». Energy & Environmental Science 2012; 7. [3]: Simpson WT. « Equilibrium Moisture Content of Wood in Outdoor Locations in the United States and Worldwide ». FPL-RN-0268. Forest Products Laboratory: Madison, Wisconsin, 1998. [4]: Hôldrich A, Hartmann H. « In Storage of wood logs - «Drying speed and dry matter losses », 14th European Biomass Conference, Paris, France, 2005. [5]: Scholz V, Idler C, Daries W «In Energy loss and mould development during storage of wood chips in unventilated piles », 14th European Biomass Conference, Paris, France, 2005. [6]: Fagernâs L, Brammer J, Wilén C, Lauer M, Verhoeff F. « Drying of biomass for second generation synfuel production », Biomass and Bioenergy 2010; 34: 1267-77. [7] : Brochure commerciale en .pdf de la société Parker Hannifin Corporation 20 « Smart Cycle Plus (SCP) and Magnum Cycling Refrigerated Air Dryers ». [8] : K. Sumathy, K.H. Yeung, Li Yong « Technology development in the solar adsorption refrigeration systems», Progress in Energy and Combustion Science 29 (2003) 301-327. [9] : Axens. « Air and Gas Drying with Activated Alumina ». 25 [10] : Getty RJ, Armstrong WP. « Drying Air with Activated Alumina under Adiabatic Conditions ». Industrial & Engineering Chemistry Process Design and Development 1964; 3: 60-5. 11Srivastava NC, Eames IW. «A review of adsorbants and adsorbates in solid-vapour adsorption heat pumps systems ». Applied Thermal Engineering 1998; 18: 30 707-14. 12 ProSimPlus, Version 3; société ProSim: Toulouse, France, 2011. http://www.docstoc.com/docs/56603856/ProSim-Plus-Manuel#. REVENDICATIONS1. Procédé de séchage de gaz humide au moyen de dessicants et de régénération des dessicants, comportant les étapes suivantes : a) adsorption de l'eau contenue dans un gaz humide en le faisant circuler sur au moins un lit de dessicants, b) régénération des dessicants en faisant circuler un gaz de synthèse sur les dessicants saturés au moins partiellement de sorte à mettre en oeuvre la réaction dite de réaction de gaz à l'eau (WGS acronyme anglais de « Water Shift Gas »). 2. Procédé selon la revendication 1, les dessicants étant choisis parmi une alumine activée, une zéolithe, un silicagel, un charbon activé. 3. Procédé selon la revendication 2, l'étape b/ étant réalisée par une alumine activée imprégnée d'un catalyseur. 4. Procédé selon la revendication 3, le catalyseur étant à base de sulfure de 15 molybdène (MoS), sulfure de cobalt et de molybdène (CoMoS) ou d'oxyde de fer. 5. Procédé selon l'une des revendications précédentes, les étapes a/ et b/ étant réalisées en continu ou en discontinu. 6. Procédé selon la revendication 5, les étapes a/ et b/ étant réalisées en continu en faisant circuler les dessicants sous forme de lit fluidisé. 20 7. Procédé selon la revendication 6 en combinaison avec la revendication 3 ou 4, l'étape b/ étant réalisée en faisant circuler le lit fluidisé des dessicants sur un lit fixe de catalyseur. 8. Procédé selon l'une quelconque des revendications précédentes, les dessicants étant sous forme de billes. 25 9. Procédé selon l'une quelconque des revendications précédentes, l'étape b/ étant réalisée avec un gaz de synthèse dont la température est comprise entre 160°C et 250°C, de préférence à environ 200°C. 10. Procédé selon l'une quelconque des revendications précédentes, selon lequel on réalise une étape de nettoyage du gaz de synthèse avant ou après l'étape b/. 30 11. Procédé selon l'une quelconque des revendications précédentes, selon lequel avant l'étape a/, on réalise un balayage des dessicants en faisant circuler un gaz inerte, tel que du CO2, de l'azote ou un autre gaz inerte. 12. Procédé selon l'une quelconque des revendications précédentes, le gaz de synthèse de l'étape b/ étant produit par reformage de méthane ou par oxydation partielle de méthane ou gazéification d'une charge de matière carbonée. 13. Procédé selon l'une quelconque des revendications précédentes, le gaz humide étant soit un gaz naturel, soit de l'air ambiant. 14. Procédé de conversion thermochimique d'une charge de matière carbonée en un gaz de synthèse en vue de produire un combustible ou un carburant, notamment un carburant liquide, ou un autre produit de synthèse, comportant les étapes suivantes : - séchage forcé d'une charge de matière carbonée au moyen de l'air ambiant séché conformément à l'étape a/ du procédé selon l'une quelconque des revendications 1 à 13, - gazéification de la charge dans un réacteur de gazéification (1), - étape b/ du procédé selon l'une quelconque des revendications 1 à 13, avec le gaz de synthèse produit en amont par la gazéification dans le réacteur. 15. Procédé de conversion selon la revendication 14, selon lequel la charge de matière carbonée est de la biomasse ligno-cellulosique. 16. Procédé de conversion selon la revendication 14 ou 15, selon lequel on réalise en aval de l'étape b/, une synthèse selon le procédé Fischer-Tropsch suivi par un hydrocraquage pour produire du carburant liquide de type diesel ou kérosène. 17. Installation (1) mettant en oeuvre en continu le(s) procédé(s) selon l'une quelconque des revendications précédentes, comportant un premier réacteur (6) dont l'entrée est reliée à un circuit de gaz humide, pour mettre en oeuvre l'étape a/, un deuxième réacteur (7) dont l'entrée est reliée à un circuit de gaz de synthèse pour mettre en oeuvre l'étape b/, des moyens de circulation (60, 70, 8, 9, 10, 11, 12, 13) pour faire circuler en lit circulant les dessicants respectivement à l'intérieur du premier réacteur, du premier réacteur vers le deuxième réacteur et vice-versa, et à l'intérieur du deuxième réacteur. 18. Installation selon la revendication 17, dans laquelle : - les dessicants sont sous forme de billes, - les premier (6) et deuxième (7) réacteurs sont agencés à la verticale, - les moyens de circulation à l'intérieur du premier réacteur comportent des guides (60) dépourvus de catalyseur, fixés à l'intérieur du premier réacteur, pour permettre la circulation par gravité des billes depuis la partie haute du premier réacteur dans laquelleelles sont non saturées jusqu'à la partie basse du premier réacteur dans laquelle elles sont saturées, - les moyens de circulation du premier réacteur vers le deuxième réacteur comportent un premier dispositif (8) de fluidisation des billes, relié d'une part au premier réacteur et d'autre part au deuxième réacteur par une ligne de transfert pneumatique (9), - les moyens de circulation à l'intérieur du deuxième réacteur comportent des guides (70) contenant des catalyseurs, fixés à l'intérieur du deuxième réacteur, pour permettre la circulation par gravité des billes depuis la partie haute du deuxième réacteur dans laquelle elles sont saturées jusqu'à la partie basse du premier réacteur dans laquelle elles sont régénérées, - les moyens de circulation du deuxième réacteur vers le premier réacteur comportent un deuxième dispositif (10) de fluidisation des billes, relié d'une part au deuxième réacteur et d'autre part au premier réacteur par une ligne de transfert pneumatique (11) comportant au moins une chambre de transfert (12) pressurisée pour stocker les billes régénérées sous pression.