FR 3038909 A1 20170120 FR 1556748 A 20150716 1 DOMAINE TECHNIQUE DE L'INVENTION La présente invention vise un dispositif et un procédé de production de méthane de synthèse. Elle s'applique, notamment, à la filière de production de gaz naturel de synthèse. ETAT DE LA TECHNIQUE La production de biométhane, appartenant aux « SNG » (de Synthesis Natural Gas, traduit par Gaz Naturel de Synthèse) peut être réalisée par conversion thermochimique de biomasse. Cette conversion est réalisée par un procédé constitué de trois étapes principales que sont : - la gazéification de la biomasse pour produire du syngas (gaz de synthèse) composé essentiellement de H2, CO, CO2 et de CH4, - la méthanation catalytique qui consiste à convertir le H2 et le CO en CH4 et - la mise aux spécifications qui vise à éliminer l'eau, le H2 résiduel, et le CO2 afin de produire un gaz naturel de synthèse au plus proche des spécifications d'injection sur le réseau de gaz naturel. On entend par spécification, en particulier : - de pouvoir calorifique supérieur, abrévié « PCS », - d'indice de Wobbe, et - de teneur maximale en H2 et CO2. La gazéification de la biomasse est réalisée au sein d'un réacteur dans lequel la biomasse subit différentes étapes réactionnelles. La première étape correspond à une dégradation thermique de la biomasse qui subit successivement un séchage puis une dévolatilisation de la matière organique pour produire : - un résidu carboné, dit « char », - un gaz de synthèse, tel le H2, CO, CO2 et CH4 et - des composés condensables contenus dans le syngas, tels des tars ou goudrons). Le résidu carboné peut ensuite être oxydé par un agent de gazéification, tel de la vapeur d'eau, de l'air, ou de l'oxygène, pour produire du H2, CO. En fonction de sa nature, cet agent de gazéification pourra également réagir avec les tars ou les gaz majoritaires. Ainsi, s'il s'agit de vapeur d'eau (H2O), une réaction de Dussan, dite de 3038909 2 « du gaz à l'eau » et habituellement connue sous l'acronyme « WGS » (pour Water Gas Shift, traduit par réaction du gaz à l'eau) se produit dans le réacteur de gazéification selon l'équilibre suivant : CO + H2O H2 ± CO2 5 La pression du réacteur a peu d'effet sur cette réaction. Par contre, l'équilibre est fortement lié à la température du réacteur et aux teneurs « initiales » des réactifs. Pour les procédés existants, le ratio H2/C0 n'est jamais supérieur à 2 à l'issue de l'étape de gazéification. Ce ratio est un facteur important pour la production de biométhane lors de l'étape suivante de méthanation qui permet la production du CH4 Io et sur laquelle repose le procédé de production de SNG. La réaction de WGS peut être réalisée dans un réacteur spécifique placé en amont de la méthanation. Cependant dans le cas de certains procédés en lit fluidisé, les deux réactions de méthanation et de WGS peuvent être effectuées en parallèle dans le même réacteur ; la vapeur nécessaire pour la réaction de WGS est injectée 15 dans le réacteur en même temps que le mélange réactionnel. La production du biométhane à partir du syngas issu de l'étape de gazéification est basée sur la réaction catalytique de méthanation du CO ou du CO2 dite « réaction de Sabatier ». La méthanation consiste à convertir le monoxyde ou le dioxyde de carbone en présence d'hydrogène et d'un catalyseur, généralement à zo base de nickel, pour produire du méthane. Elle est régie par les réactions équilibrées compétitives d'hydrogénation suivantes : CO + 3H2 CH4 + H2O AG298K = -206 kJ/g.mol CO2 + 4H2 CH4 + 2H20 AG298K = -165 kJ/g.mol Dans les conditions généralement utilisées pour produire du SNG à partir du 25 syngas issu de gazéification, la réaction de méthanation du CO est très largement favorisée. La réaction de méthanation est une réaction exothermique avec diminution du nombre de moles ; conformément au principe de Le Chatelier, la réaction est favorisée par la pression et défavorisée par la température. 30 La production de méthane est optimum pour un gaz de composition proche de la composition stoechiométrique, c'est à dire dont le rapport H2/C0 est proche de 3. Le syngas produit par gazéification, en particulier de biomasse, est caractérisé par un rapport H2/C0 plus faible, de l'ordre de 1,5 à 2. Aussi, pour maximiser la 3038909 3 production de méthane, ce rapport doit être ajusté en produisant de l'hydrogène par réaction entre le monoxyde de carbone et de la vapeur par la réaction de WGS. A des températures inferieures à 230°C, le nickel,constituant du catalyseur ou présent dans le matériau constituant les parois du réacteur, est susceptible de réagir 5 avec le monoxyde de carbone pour former du Tétra-carbonyle de nickel (Ni(C0)4), composé très fortement toxique. C'est pourquoi il est indispensable que toutes les parties du réacteur soient toujours à une température supérieure à 230°C. La chaleur dégagée lors de la conversion du CO est d'environ 2,7 kWh lors de la production de 1 Nm3 de méthane. Le contrôle de la température au sein du 10 réacteur, et donc l'élimination de la chaleur produite par la réaction, est un des points clés pour minimiser la désactivation du catalyseur, par frittage ou dépôt de carbone, et maximiser les taux de conversion en méthane. La valorisation de la chaleur produite lors de la méthanation, soit au sein de l'unité proprement dite soit par vente de chaleur, constitue un des points clés de 15 l'équilibre technico économique du procédé de production de SNG. La production de vapeur est un moyen classique pour obtenir cette valorisation. Les réactions de méthanation dont la cinétique est rapide aux températures mises en oeuvre, se caractérisent par une très forte exothermicité, par exemple : CO + 3H2 CH4 + H2O AG298K = -206 kJ/g.mol 20 Pour maximiser la production de CH4, et minimiser l'excès de CO, il convient que H2 et CO soient dans un rapport stoechiométrique de 3 pour 1. Même en respectant ce ratio, la réaction reste incomplète du fait des équilibres chimiques. Ce rapport est obtenu en réalisant une réaction de WGS complémentaire. Celle-ci peut être réalisée préalablement à la méthanation dans un réacteur dédié, en présence de 25 catalyseurs spécifiques. Elle peut éventuellement être obtenue directement dans le même réacteur que la méthanation avec adaptation éventuelle du catalyseur. Dans les deux cas, cette réaction nécessite une injection de vapeur d'eau. Parmi les technologies de réacteur de méthanation, certains mettent en oeuvre un réacteur en lit fluidisé dense, le lit étant formé par le catalyseur de la réaction de 30 méthanation. L'élimination de la chaleur produite par la réaction est alors réalisée par des échangeurs immergés dans le lit fluidisé. Cependant, en raison de la très forte exothermicité de la réaction, les quantités de chaleurs à évacuer, et donc les surfaces d'échange requises, sont importantes. Ainsi, le volume occupé par cet 3038909 4 échangeur conduit à un surdimensionnement global de la taille du réacteur et surtout à une complexification de sa conception. La mise en oeuvre d'un réacteur fluidisé est une solution simple pour limiter la température de réaction. La fluidisation du catalyseur par le mélange réactionnel 5 permet une homogénéisation quasi-parfaite des températures en tous points de la couche catalytique et le réacteur peut être assimilé à un réacteur isotherme. L'élimination de la chaleur produite par la réaction s'effectue par l'intermédiaire d'échangeurs immergés au sein de la couche fluidisée. Les coefficients d'échange thermiques entre la couche fluidisé et une paroi plongée dans le lit sont très i.o importants (de l'ordre de 400 à 600 W/K.m2, comparables à ceux entre un liquide et une paroi) et permettent de minimiser les dimensions de l'échangeur et donc la taille globale du réacteur. Dans la gamme de température mise en oeuvre dans les réacteurs de méthanation en lit fluidisé (température de l'ordre de 300 - 550°C), la cinétique de la 15 réaction de méthanation est très rapide, et, par conséquent, la quantité de catalyseur requise du seul fait de la réaction chimique est faible. Aussi la taille du réacteur et la quantité de catalyseur utilisée résultent de l'encombrement de l'échangeur implanté au sein du lit fluidisé. Du fait de l'échange thermique et du régime de fluidisation, un inconvénient 20 majeur est imputable à cette technologie pour un fonctionnement à haute pression. En effet, la baisse du volume gazeux due à l'augmentation de pression conduit à une section disponible moins importante pour positionner l'échangeur (à puissance égale). Des solutions de l'homme du métier existent cependant pour pallier à l'ajustement de la surface effective ou au régime de fluidisation. Les solutions non- 25 exhaustives sont par exemples : - la diminution du nombre de tube et par conséquent l'augmentation de la hauteur de couche de catalyseur avec une limite haute liée au phénomène de « slugging » (traduit par pistonnage) avec des propriétés d'échange thermique réduites et 30 - la modification des caractéristiques physiques du catalyseur (granulométrie, densité du support) pour conserver une fluidisation équivalente pour un débit volumique plus faible. 3038909 5 En terme de souplesse, et comparativement aux technologies présentées précédemment, le lit fluidisé permet par nature une flexibilité plus large en terme de débit et donc de puissance de réacteur autour des conditions de dimensionnement. A perte de charge constante (fluidisation), le débit opératoire peut facilement 5 varier dans une gamme normalisée de 1 à 6. Néanmoins, pour permettre une telle plage opératoire tout en conservant l'efficacité de la fluidisation, une attention particulière doit être portée à la conception du distributeur. La phase de conception doit dors-et-déjà intégrer la flexibilité envisagée lors de l'exploitation. Concernant les pertes de charge, le lit fluidisé engendre 2 à 5 fois moins de pertes de charges qu'un 10 réacteur en lit fixe (adiabatique ou isotherme) à puissance nominale équivalente. Il s'agit également ici d'un avantage considérable ayant un impact sur les coûts d'opération. Enfin, le lit fluidisé permet un chargement et un déchargement du catalyseur en fonctionnement ainsi qu'une régularité de composition du SNG produit, des transferts thermiques intensifiés, 15 Du point de vue réactionnel, et contrairement aux technologies à lits fixes ou aux réacteurs refroidis par les parois, la méthanation du syngas en lit fluidisé ne requiert pas de pré-WGS. Une co-injection de vapeur avec le syngas permet d'assurer les réactions de méthanation du CO et de WGS dans le même dispositif. Les solutions actuellement proposées pour cette famille technologique ne se 20 distinguent pas entres-elles vraiment sur l'efficacité de conversion mais principalement sur la méthodologie mise en oeuvre pour refroidir le réacteur. Enfin, l'étape finale de mise aux spécifications a pour fonction de séparer les constituants du gaz issu de la méthanation afin d'obtenir un biométhane répondant aux spécifications d'injection sur le réseau de gaz naturel. Ainsi, cette séparation 25 génère des sous-produits que sont H2O, CO2 et H2. Elles sont le plus souvent réalisées dans des équipements séparés avec des conditions opératoires parfois très différentes. En sortie de réacteur de méthanation, l'eau est tout d'abord séparée du biométhane par refroidissement et condensation en passant en dessous de la 30 température de rosée de l'eau aux conditions considérées. Ensuite, le CO2 est extrait du gaz pour atteindre les spécifications du réseau. Les technologies permettant cette séparation sont relativement nombreuses et connues. Les principales familles technologiques sont l'absorption, physique ou 3038909 6 chimique, l'adsorption modulée en pression, la perméation membranaire ou encore la cryogénie. Enfin, en étape finale avant conditionnement et injection du SNG produit, il convient d'éliminer une fraction importante du H2 résiduel de la réaction de 5 méthanation afin de répondre aux spécifications concernant tout particulièrement le PCS. La technique la plus communément utilisée pour cette séparation est la perméation membranaire qui peut présenter un niveau de complexité et des coûts, en termes d'investissement et d'opération, non négligeables avec un impact significatif sur la chaîne de valeur. 10 La composition du SNG brut en sortie de réacteur est intimement liée aux conditions de fonctionnement du réacteur, en termes de pression, de température, du mode de fonctionnement adiabatique ou isotherme du réacteur, qui gouvernent les équilibres chimiques des réactions ci-dessus. Ces réactions forment globalement de l'eau et une séparation de cette espèce est par conséquent requise. Concernant 15 les autres espèces (CO, CO2 et H2), leurs teneurs respectives peuvent être modifiées en jouant d'une part sur le mode de fonctionnement du réacteur (adiabatique ou isotherme) et d'autre part sur la température ou la pression. Une pression élevée et une faible température vont ainsi permettre de réduire considérablement les teneurs de ces composes. Lorsque l'opération est réalisée en réacteur « adiabatique », une zo succession d'étapes est par ailleurs nécessaire pour atteindre une qualité de conversion équivalente au réacteur isotherme. En tout état de cause, la composition du gaz produit est généralement incompatible vis-à-vis des spécifications d'injection et des étapes d'amélioration sont nécessaires pour éliminer le CO2 et/ou le H2 résiduel. Ainsi, le mode opératoire constitue un verrou pour la simplification de la 25 chaîne des procédés. OBJET DE L'INVENTION La présente invention vise à remédier à tout ou partie de ces inconvénients. A cet effet, selon un premier aspect, la présente invention vise un dispositif de 30 production de méthane de synthèse, qui comporte : - un réacteur de méthanation comportant : - une entrée, pour du syngas produit par gazéification de matière hydrocarbonée, reliée à une conduite d'alimentation de syngas et 3038909 7 - une sortie pour gaz naturel de synthèse, - un moyen de séparation d'eau comportant : - une entrée pour gaz naturel de synthèse et - une sortie pour gaz naturel de synthèse déshydraté et 5 - une dérivation d'une partie du gaz naturel de synthèse déshydraté depuis la sortie du moyen de séparation d'eau vers la conduite d'alimentation de syngas pour qu'un mélange, du syngas et du gaz naturel de synthèse dérivés, soit fourni au réacteur. Le moyen de séparation d'eau refroidissant les gaz naturel de synthèse, la 10 fourniture de ces produits en entrée du réacteur permet un refroidissement du syngas et permet au réacteur de ne pas nécessiter d'échangeur thermique. La conception d'un tel réacteur, notamment en termes de dimensionnement, est d'autant plus simplifiée. De plus, la fourniture du gaz naturel de synthèse déshydraté dans la conduite d'alimentation améliore l'indice de Wobbe et le PCS des produits de 15 la réaction de méthanation par la modification favorable des équilibres réactionnels. Ainsi, le dispositif objet de la présente invention permet un dimensionnement réduit du réacteur ainsi qu'une mise aux spécifications pour le réseau gazier nécessitant peu ou aucun traitement en aval de la réaction de méthanation. Dans des modes de réalisation, le dispositif objet de la présente invention 20 comporte un moyen de séparation de dioxyde de carbone du gaz naturel de synthèse déshydraté, ce moyen de séparation étant positionné en amont de la dérivation. Ces modes de réalisation améliorent davantage la capacité de refroidissement et de mise aux spécifications des produits de la réaction de méthanation. 25 Dans des modes de réalisation, le dispositif objet de la présente invention comporte : - un capteur d'une température à l'intérieur du réacteur et - un recirculateur, des produits entrés dans la dérivation, commandé en fonction de la température captée. 30 Ces modes de réalisation permettent de réguler le débit de produits de réaction recirculés en fonction de la température captée. Si la température captée est supérieure à une température prédéterminée, correspondant à des conditions de réaction de méthanation optimales, le débit de produits recirculés est augmenté pour 3038909 8 refroidir le milieu réactionnel du réacteur. Inversement, si la température captée est inférieure à la température prédéterminée, le débit de produits recirculés est diminué. Dans des modes de réalisation, le dispositif objet de la présente invention comporte, en amont de l'entrée du réacteur, un moyen de préchauffage, du mélange 5 à une température supérieure à 220°C. Ces modes de réalisation permettent de limiter la formation de coke dans le réacteur de méthanation, le coke étant formé à une température inférieure à 230°C. Dans des modes de réalisation, le dispositif objet de la présente invention comporte une conduite d'injection de vapeur d'eau dans la conduite d'alimentation de 113 syngas en amont du lieu de formation du mélange entre le syngas et les produits de méthanation sortis de la dérivation. Ces modes de réalisation permettent de réaliser une réaction de WGS pour ajuster le ratio H2/CO dans le réacteur, de manière à éviter la désactivation du réacteur par dépôt de coke. 15 Dans des modes de réalisation, le dispositif objet de la présente invention comporte une conduite de déviation, d'une partie des produits de réactions de méthanation, comportant : une entrée positionnée entre la sortie du réacteur et le moyen de séparation d'eau et 20 une sortie positionnée en amont de l'entrée du réacteur. Ces modes de réalisation permettent de maintenir le débit global dans le réacteur de méthanation constant par déviation d'une partie des produits de méthanation, chaud, en sortie du réacteur. Le maintien de ce débit procure au dispositif une flexibilité accrue en termes d'apport de syngas. 25 Dans des modes de réalisation, le dispositif objet de la présente invention comporte : un débitmètre du syngas en amont du lieu du mélange et un recirculateur, des produits entrés dans la conduite de déviation, commandé en fonction du débit mesuré. 30 Ces modes de réalisation permettent d'assurer le maintien du débit global du flux entrant dans le réacteur de méthanation. Dans des modes de réalisation, le moyen de séparation d'eau configuré pour refroidir les gaz naturel de synthèse à une température comprise entre 5°C et 40°C. 3038909 9 Ces modes de réalisation permettent une séparation accrue d'eau contenue dans les gaz naturel de synthèse. Dans des modes de réalisation, le réacteur est configuré pour réaliser une réaction de Dussan dite « du gaz à l'eau ». 5 Ces modes de réalisation permettent l'utilisation d'un réacteur unique pour réaliser la réaction de WGS et la réaction de méthanation. Selon un deuxième aspect, la présente invention vise un procédé de production de méthane de synthèse, qui comporte : - une étape de réaction de méthanation comportant : 10 - une étape d'entrée dans un réacteur de méthanation, de syngas produit par gazéification de matière hydrocarbonée, par une conduite d'alimentation de syngas et - une étape de sortie pour gaz naturel de synthèse, - une étape de séparation d'eau comportant : 15 - une étape d'entrée pour gaz naturel de synthèse et - une étape de sortie pour gaz naturel de synthèse déshydraté et - une étape de dérivation d'une partie du gaz naturel de synthèse déshydraté en sortie de l'étape de sortie de l'étape de séparation d'eau vers la conduite d'alimentation de syngas pour qu'un mélange, du syngas et du gaz naturel de 20 synthèse dérivés, soit fourni au réacteur. Les buts, avantages et caractéristiques particulières du procédé objet de la présente invention étant similaires à ceux du dispositif objet de la présente invention, ils ne sont pas rappelés ici. 25 BREVE DESCRIPTION DES FIGURES D'autres avantages, buts et caractéristiques particulières de l'invention ressortiront de la description non limitative qui suit d'au moins un mode de réalisation particulier du dispositif et du procédé de production de méthane de synthèse objets de la présente invention, en regard des dessins annexés, dans lesquels : 30 - la figure 1 représente, schématiquement, un premier mode de réalisation particulier du dispositif objet de la présente invention, - la figure 2 représente, schématiquement, un deuxième mode de réalisation particulier du dispositif objet de la présente invention, 3038909 10 - la figure 3 représente, schématiquement et sous forme d'un logigramme, une succession d'étapes particulière du procédé objet de la présente invention, - la figure 4 représente, sous forme d'une courbe, l'indice de Wobbe de méthane de synthèse obtenu par le dispositif et le procédé objets de la 5 présente invention, - la figure 5 représente, sous forme d'une courbe, le PCS de méthane de synthèse obtenu par le dispositif et le procédé objets de la présente invention, - la figure 6 représente, sous forme d'une courbe, l'équilibre réactionnel à l'intérieur du réacteur de méthanation lors de la mise en oeuvre du dispositif et 10 le procédé objets de la présente invention et - la figure 7 représente, sous forme d'une courbe, l'exothermicité de la réaction de méthanation lors de la mise en oeuvre du dispositif et le procédé objets de la présente invention. 15 DESCRIPTION D'EXEMPLES DE REALISATION DE L'INVENTION La présente description est donnée à titre non limitatif, chaque caractéristique d'un mode de réalisation pouvant être combinée à toute autre caractéristique de tout autre mode de réalisation de manière avantageuse. Par ailleurs, chaque paramètre d'un exemple de réalisation peut être mis en oeuvre indépendamment d'autres 20 paramètres dudit exemple de réalisation. On note dès à présent que les figures ne sont pas à l'échelle. On observe, sur la figure 1, qui n'est pas à l'échelle, une vue schématique d'un mode de réalisation du dispositif 10 objet de la présente invention. Ce dispositif 10 de production de méthane de synthèse, comporte : 25 - un réacteur 105 de méthanation comportant : - une entrée 110, pour du syngas produit par gazéification de matière hydrocarbonée, reliée à une conduite 115 d'alimentation de syngas et - une sortie 120 pour gaz naturel de synthèse, - un moyen 125 de séparation d'eau comportant : 30 - une entrée 130 pour gaz naturel de synthèse et - une sortie 135 pour gaz naturel de synthèse déshydraté et - une dérivation 140 d'une partie du gaz naturel de synthèse déshydraté depuis la sortie du moyen 125 de séparation d'eau vers la conduite 115 3038909 11 d'alimentation de syngas pour qu'un mélange, du syngas et du gaz naturel de synthèse dérivés, soit fourni au réacteur 105. Le réacteur 105 est, préférentiellement, un réacteur de méthanation à lit fluidisé. La fluidisation du catalyseur par le mélange réactionnel permet une 5 homogénéisation quasi-parfaite des températures en tous points de la couche catalytique et le réacteur peut être assimilé à un réacteur isotherme. Dans des variantes, ce réacteur 105 peut être un réacteur à eau bouillante, connu de l'homme du métier sous l'abréviation « BWR » (pour Boiling Water Reactor, traduit par réacteur à eau bouillante). Dans d'autres variantes, ce réacteur 105 peut être un 10 réacteur à lit fixe ou à lit refroidit par les parois. Ce réacteur 105 est configuré pour réaliser la méthanation du monoxyde de carbone et/ou du dioxyde de carbone. Ce réacteur 105 comporte l'entrée 110 pour syngas qui est, par exemple, un orifice du réacteur 105 muni d'une connectique (non représentée) compatible avec la 15 conduite d'alimentation 115 de syngas. Dans des modes de réalisation préférentiels, tels que représenté en figure 1, le réacteur 105 est configuré pour réaliser une réaction de Dussan dite « du gaz à l'eau ». Dans ces modes de réalisation, de la vapeur d'eau est injectée dans le syngas fourni au réacteur 105. 20 La conduite d'alimentation 115 de syngas est reliée à une unité de gazéification de matières hydrocarbonées (non représentée), telles de la biomasse ou du charbon. Le syngas comporte des éléments de H2, CO, CO2, H2O, CH4 et C2. Cette conduite d'alimentation 115 est étanche. Dans des variantes, la conduite d'alimentation 115 reçoit du H2 en provenance 25 d'un dispositif d'électrolyse de l'eau. Les gaz naturel de synthèse quittent le réacteur 105 par la sortie 120 du réacteur. Cette sortie 120 est, par exemple, un orifice relié à une connectique (non représentée) permettant la fixation d'une conduite étanche de transport du gaz naturel de synthèse. 30 Le moyen de séparation 125 d'eau est, par exemple, un échangeur thermique pour refroidir les gaz naturel de synthèse à une température inférieure à la température de rosée de l'eau. Cette température est de préférence comprise entre 5°C et 40°C. Préférentiellement, cette températureest comprise entre 5°C et 20°C. 3038909 12 L'eau ainsi séparée est collectée par une sortie 227 pour eau et peut être utilisée par un dispositif externe ou chauffée pour être transformée en vapeur d'eau pouvant, comme indiqué ci-dessous, être injectée dans la conduite d'alimentation 115 de syngas. 5 Le moyen de séparation 125 d'eau comporte l'entrée 130 pour gaz naturel de synthèse. Cette entrée 130 est, par exemple, un orifice associé à une connectique (non représentée) pour être reliée à la conduite étanche de transport du gaz naturel de synthèse issu du réacteur 105. Le moyen de séparation 125 d'eau comporte l'entrée 135 pour gaz naturel de 10 synthèse déshydraté. Cette entrée 135 est, par exemple, un orifice associé à une connectique (non représentée) pour être reliée à une conduite (non représentée) étanche de transport du gaz naturel de synthèse déshydraté. La dérivation 140 est, par exemple, une conduite étanche reliée à la conduite de transport du gaz naturel de synthèse déshydraté pour capter une partie du flux 15 traversant cette conduite de transport. Cette dérivation 140 injecte les gaz naturel de synthèse déshydraté dans la conduite d'alimentation 115 de syngas. De cette manière, le syngas et les gaz naturel de synthèse déshydraté, refroidis par le processus de séparation de l'eau, forment un mélange qui, dans le 20 réacteur 105, réduit l'exothermicité de la réaction de méthanation en améliorant les spécifications du gaz naturel de synthèse issu du réacteur 105. En particulier, le mélange réalisé permet d'éviter la séparation avale de H2 et de CO2 dans le syngas. Dans des modes de réalisation préférentiels, tel que représenté en figure 1, le 25 dispositif 10 comporte : - un capteur 150 d'une température à l'intérieur du réacteur 105 et - un recirculateur 155, des produits entrés dans la dérivation, commandé en fonction de la température captée. Le capteur 150 est positionné à l'intérieur ou à l'extérieur du réacteur 105. Ce 30 capteur 150 capte la température du catalyseur formant le lit fluidisé, de l'atmosphère du réacteur 105 et/ou de la paroi du réacteur 105. Le recirculateur 155 vise à compenser les pertes de charge successives du débit de syngas puis de gaz naturel de synthèse. Une telle perte de charge est 3038909 13 estimée entre 200 et 800 mbar, par exemple. Le recirculateur 155 est, par exemple, un ventilateur, un sur-presseur ou un éjecteur. Dans le cas d'un éjecteur, le fluide utilisé pour réaliser le mécanisme d'éjection est, par exemple, de la vapeur d'eau issue d'une réaction de WGS ayant lieu dans le réacteur 105. 5 Si la température captée est supérieure à une température prédéterminée, correspondant à des conditions de réaction de méthanation optimales, le débit de produits recirculés est augmenté pour refroidir le milieu réactionnel du réacteur 105. Inversement, si la température captée est inférieure à la température prédéterminée, le débit de produits recirculés est diminué. 10 Dans des modes de réalisation préférentiels, tel que représenté en figure 1, le dispositif 10 comporte en amont de l'entrée du réacteur 105, un moyen 160 de préchauffage, du mélange à une température supérieure à 220°C. Le moyen de préchauffage 160 est, par exemple, un échangeur de chaleur fluide/gaz, ou électrique, configuré pour transmettre au mélange une température 15 supérieure à 220°C. Préférentiellement, la température du mélange est portée à 230°C. De plus, le dispositif 10 peut comporter, dans ces modes de réalisation, un capteur 162 de température du mélange en aval du moyen de préchauffage 160. La température du moyen de préchauffage 160 varie en fonction de la température 20 captée et d'une température-consigne. Si la température captée est supérieure à la température-consigne, la température du moyen de préchauffage 160 est réduite. Inversement, la température du moyen de préchauffage 160 est augmentée lorsque la température captée est inférieure à la température-consigne. Dans des modes de réalisation préférentiels, tel que représenté en figure 1, le 25 dispositif 10 comporte une conduite 165 d'injection de vapeur d'eau dans la conduite 115 d'alimentation de syngas en amont du lieu de formation du mélange entre le syngas et les produits de méthanation sortis de la dérivation 140. La conduite d'injection 165 est, par exemple, une conduite étanche reliée à un dispositif (non représenté) de formation de vapeur d'eau. Ce dispositif de formation 30 de vapeur d'eau chauffe, par exemple, l'eau séparée du gaz naturel de synthèse pour produire de la vapeur d'eau injectée dans le syngas. L'eau ainsi injectée permet la réalisation d'une réaction de WGS et de limiter la formation de coke dans le réacteur 105. De plus, la vapeur favorise par la réaction de WGS l'ajustement du 3038909 14 ratio H2/CO proche des conditions optimales pour la réaction de méthanation. L'analyse de l'art antérieur a montré que la réaction de WGS pouvait être réalisée dans un réacteur dédié situé en amont du réacteur 205 ou bien au sein même de ce réacteur en parallèle aux réactions de méthanation. Afin de bénéficier des gains 5 économiques et de la simplification du procédé, la réalisation des réactions de méthanation et de WGS est réalisée dans un dispositif unique. Dans des modes de réalisation préférentiels, tel que représenté en figure 1, le dispositif 10 comporte une conduite 170 de déviation, d'une partie des produits de réactions de méthanation, comportant : 10 - une entrée 175 positionnée entre la sortie du réacteur 105 et le moyen 125 de séparation d'eau et - une sortie 180 positionnée en amont de l'entrée 110 du réacteur 105. La conduite de déviation 170 est, par exemple, une conduite étanche. L'entrée 175 est, par exemple, un orifice débouchant sur l'intérieur de la conduite de transport 15 de gaz naturel de synthèse, en amont du moyen de séparation 125 d'eau. La sortie 180 est, par exemple, un orifice d'injection du gaz naturel de synthèse dans le mélange, en aval du moyen de préchauffage 160. Les gaz naturel de synthèse, chauds, permettent de maintenir le débit dans le réacteur 105. 20 Le débit du syngas de gazéification est entièrement fonction des quantités de composés hydrocarbonés disponibles. Afin de conserver la stabilité de conversion au cours de l'opération de méthanation, les conditions hydrodynamiques doivent être maintenues les plus constantes possibles. Néanmoins, si la biomasse disponible est insuffisante et par conséquent le débit de syngas est diminué, il convient de 25 maintenir un débit global entrant dans le réacteur 105 constant ou d'opter pour une technologie très flexible. Même dans le cas du lit fluidisé capable de fonctionner dans une gamme de débits de 1 à 6, des débits trop faibles peuvent engendrer une dégradation du refroidissement et donc de la conversion. Pour pallier cette difficulté, en cas de baisse importante de débit de syngas, le flux en sortie de moyen de 30 préchauffage 160 est complété par une recirculation chaude provenant directement de la sortie 120 du réacteur 105 par le biais de la conduite de déviation 170. Le fait d'utiliser un fluide de recirculation chaud ne provoque pas de déséquilibre thermique du réacteur 105 mais permet de rendre le dispositif 10 très flexible. 3038909 15 Dans des modes de réalisation préférentiels, tel que représenté en figure 1, le dispositif 10 comporte : un débitmètre 185 du syngas en amont du lieu du mélange et un recirculateur 190, des produits entrés dans la conduite 170 de déviation, 5 commandé en fonction du débit mesuré. Le débitmètre 185 peut être de tout type connu de l'homme du métier qui soit adapté à mesurer le débit de gaz, tel un anémomètre, un débitmètre à effet Coriolis, un débitmètre à effet vortex ou un débitmètre électromagnétique par exemple. Le recirculateur 190 est similaire au recirculateur 155 en termes structurels. La 10 commande de ce recirculateur 190 est réalisée en fonction du débit mesuré par le débitmètre 185 et d'une valeur de débit-consigne 187. Si le débit mesuré est inférieur à un débit-consigne 187 prédéterminé, le recirculateur 190 est actionné de manière à combler la différence entre le débit mesuré et le débit-consigne 187 par un débit équivalent de gaz naturel de synthèse. 15 Dans des modes de réalisation préférentiels, le dispositif 10 comporte un moyen de séparation 145 de dioxyde de carbone du gaz naturel de synthèse déshydraté positionné en aval de la dérivation 140. La mise en oeuvre du dispositif 10 objet de la présente invention permet d'obtenir du méthane de synthèse proche des spécifications du réseau gazier 20 nécessitant peu d'opérations supplémentaires. De plus, le dispositif 10 peut ainsi être mis en oeuvre pour un domaine de pression compris entre 1 bar et 100 bars et un domaine de températures compris entre 230°C et 700°C. On observe, sur la figure 2, qui n'est pas à l'échelle, une vue schématique 25 d'un mode de réalisation du dispositif 20 objet de la présente invention. Ce dispositif 20 de production de méthane de synthèse est similaire au dispositif 10 décrit en regard de la figure 1. Ainsi, les références 205, 210, 215, 220, 225, 227, 230, 235, 240, 250, 255, 260, 262, 265, 270, 275, 280, 285, 287 et 290 du dispositif 20 correspondent aux références 205, 110, 115, 120, 125, 127, 130, 135, 140, 150, 155, 30 160, 162, 165, 170, 175, 180, 185, 187 et 190 du dispositif 10. Le dispositif 20 comporte, de plus, un moyen de séparation 245 de dioxyde de carbone du gaz naturel de synthèse déshydraté positionné en amont de la dérivation 3038909 16 240. Ce moyen de séparation 245 peut être positionné en amont ou en aval du moyen de séparation 225 d'eau. On observe, sur la figure 3, sous forme d'un logigramme d'étapes, un mode de réalisation particulier du procédé 30 objet de la présente invention. Ce procédé 30 5 de production de méthane de synthèse comporte : une étape 305 de réaction de méthanation comportant : - une étape 310 d'entrée dans un réacteur de méthanation, de syngas produit par gazéification de matière hydrocarbonée, par une conduite d'alimentation de syngas et 10 - une étape 315 de sortie pour gaz naturel de synthèse, une étape 320 de séparation d'eau comportant : - une étape 325 d'entrée pour gaz naturel de synthèse et - une étape 330 de sortie pour gaz naturel de synthèse déshydraté et une étape 335 de dérivation d'une partie du gaz naturel de synthèse 15 déshydraté en sortie de l'étape de sortie de l'étape de séparation d'eau vers la conduite d'alimentation de syngas pour qu'un mélange, du syngas et du gaz naturel de synthèse dérivés, soit fourni au réacteur. Ce procédé 30 est mis en oeuvre, par exemple, par un dispositif 10 ou 20 objet de la présente invention et décrit en regard des figures 1 ou 2. 20 On note que les figures 4 à 7 sont le résultat de simulations réalisées pour déterminer l'impact du dispositif et du procédé objet de la présente invention. Ces résultats sont comparés à une simulation d'un cas de recirculation sans déshydratation comme c'est par exemple le cas dans le premier étage du réacteur à eau bouillante, par exemple. L'objectif du dispositif et du procédé objets de la 25 présente invention est également de minimiser les étapes de mise aux spécifications tout en opérant une méthanation mono-étagée à pression modérée et acceptable en terme de coûts. Pour ces mêmes raisons, le SNG est préférentiellement comprimé en fin de chaîne de production après les séparations requises pour l'injection sur le réseau. Les simulations réalisées et présentées ci-après ont été réalisées à 8 bars et 30 une température de méthanation de 320°C. Les figures 4 et 5 représentent respectivement l'indice de Wobbe et le PCS du SNG avant la séparation de H2 pour la configuration de référence avec recirculation 3038909 17 du SNG humide, la recirculation du SNG déshydraté et la recirculation du SNG déshydraté et décarbonaté. Ces résultats sont présentés en fonction du taux de recirculation qui correspond au rapport des débits volumiques aux conditions normales de pression et 5 de température du flux recirculé et du flux de syngas. Pour la « configuration de référence », le flux recirculé est remplacé par un débit de SNG humide équivalent au flux traversant la conduite de déviation. On observe, sur la figure 4, en ordonnée, l'indice de Wobbe du gaz naturel de synthèse produit par le dispositif, 10 ou 20, en fonction du taux de recirculation, en 10 abscisse, et de la nature du gaz naturel de synthèse recirculé en entrée du réacteur, 105 ou 205, de méthanation. On observe, notamment, que la recirculation de gaz naturel de synthèse humide 405 n'a pas d'effet sur l'indice de Wobbe du gaz naturel de synthèse produit par le dispositif. 15 On observe, de plus, que la recirculation de gaz naturel de synthèse déshydraté 410 améliore l'indice de Wobbe du gaz naturel de synthèse produit par le dispositif. On observe, enfin, que la recirculation de gaz naturel de synthèse déshydraté et décarbonaté 415 améliore d'avantage l'indice de Wobbe du gaz naturel de 20 synthèse produit par le dispositif, et ce même avec un taux de recirculation inférieur à deux. On observe, sur la figure 5, en ordonnée, le PCS du gaz naturel de synthèse produit par le dispositif, 10 ou 20, en fonction du taux de recirculation, en abscisse, et de la nature du gaz naturel de synthèse recirculé en entrée du réacteur, 105 ou 205, 25 de méthanation. On observe, notamment, que la recirculation de gaz naturel de synthèse humide 505 n'a pas d'effet sur le PCS du gaz naturel de synthèse produit par le dispositif. On observe, de plus, que la recirculation de gaz naturel de synthèse 30 déshydraté 510 améliore le PCS du gaz naturel de synthèse produit par le dispositif. On observe, enfin, que la recirculation de gaz naturel de synthèse déshydraté et décarbonaté 515 améliore d'avantage le PCS du gaz naturel de synthèse produit par le dispositif, et ce même avec un taux de recirculation inférieur à deux. 3038909 18 D'après les résultats obtenus en terme d'indice de Wobbe et de PCS, le taux de recirculation du gaz humide, c'est à dire la configuration de référence, n'a aucune incidence sur la qualité du gaz et montre que la séparation du H2 est indispensable pour atteindre les spécifications d'injection. La recirculation après déshydratation 5 simple ou avec décarbonatation conduit à une augmentation plus ou moins importante de l'indice de Wobbe et du PCS. Ces améliorations pourraient être interprétées comme étant le résultat d'une simple dilution mais la figure 6 met en exergue une réelle amélioration des équilibres réactionnels avec une baisse drastique du flux molaire de H2 en sortie de dispositif 10 ou 20. 10 On observe, sur la figure 6, en ordonnée, le flux molaire de H2 en sortie du dispositif, 10 ou 20, en fonction du taux de recirculation, en abscisse, et de la nature du gaz naturel de synthèse recirculé en entrée du réacteur, 105 ou 205, de méthanation. On observe, notamment, que la recirculation de gaz naturel de synthèse 15 humide 605 n'a pas d'effet sur le flux molaire de H2 en sortie du dispositif. On observe, de plus, que la recirculation de gaz naturel de synthèse déshydraté 610 provoque une réduction du flux molaire de H2 en sortie du dispositif. On observe, enfin, que la recirculation de gaz naturel de synthèse déshydraté et décarbonaté 615 provoque également une réduction du flux molaire de H2 en 20 sortie du dispositif. Malgré la dilution par recirculation, le ratio CO/H20 est conservé en entrée de réacteur. Ainsi, le risque lié à une désactivation du catalyseur de méthanation par cokage reste relativement faible. Entre les deux dispositifs, 10 et 20, la décarbonatation en amont de la recirculation du gaz naturel de synthèse paraît 25 d'avantage efficace en termes de réduction molaire du H2. Ainsi, pour respecter les critères d'injectabilité, un débit de recirculation 4 à 8 fois plus important est requis en déshydratation simple comparativement à la solution avec décarbonatation. Pour les conditions opératoires retenues pour la simulation, et lorsque seule la déshydratation est mise en oeuvre avant la recirculation, le taux minimum de recirculation nécessaire 30 pour éviter la séparation de H2 est estimé à 1,6. Lorsque la déshydratation est complétée par une étape de décarbonatation, le taux requis est de l'ordre de 0,2. Ces taux respectifs permettent effectivement de répondre aux contraintes liées à l'injection mais requiert toutefois un système interne de refroidissement du réacteur 3038909 19 pour conserver l'isothermicité et ne peuvent dans ce cas pas s'appliquer aux technologies lits fixes non refroidies. Pour ce qui concerne les réacteurs échangeurs, le réacteur à eau bouillante ou à lit fluidisé, cette nouveauté, dans ces conditions d'exploitation, permet de réduire la surface d'échangeur de respectivement 10 % et 5 25 %. La figure 7 permet de visualiser l'évolution de l'exothermicité normalisée du réacteur, c'est à dire la chaleur à évacuer par rapport à un cas sans recirculation, en fonction du taux de recirculation pour la configuration de référence et les deux dispositifs, 10 et 20, décrits ci-dessus. 10 On observe, sur la figure 7, en ordonnée, l'exothermicité de la réaction de méthanation du dispositif, 10 ou 20, en fonction du taux de recirculation, en abscisse, et de la nature du gaz naturel de synthèse recirculé en entrée du réacteur, 105 ou 205, de méthanation. On observe, notamment, que la recirculation de gaz naturel de synthèse 15 humide 705 réduit l'exothermicité de la réaction de méthanation. On observe, de plus, que la recirculation de gaz naturel de synthèse déshydraté 710 réduit également l'exothermicité de la réaction de méthanation. On observe, enfin, que la recirculation de gaz naturel de synthèse déshydraté et décarbonaté 715 réduit également l'exothermicité de la réaction de méthanation. 20 Il apparait que l'augmentation du taux de recirculation entraine une baisse linéaire de l'exothermicité du réacteur. Ici, le SNG recirculé joue le rôle de volant thermique qui est plus marqué en présence de H2O du fait d'une capacité calorique plus importante. La condition d'idéalité thermique des dispositifs 10 et 20 est atteinte pour un taux de recirculation de l'ordre de 6,4 pour un fonctionnement à 8 bars et 25 une température de méthanation de 320°C. Ce niveau de recirculation permet de s'affranchir de l'échangeur interne du réacteur et de la séparation de H2 de mise aux spécifications. Au-delà, le réacteur est allothermique et nécessite donc un appoint de chaleur pour entretenir les réactions. Les fractions molaires des espèces H2, CO2, CO et CH4 en fonction du taux de 30 recirculation pour les différentes configurations simulées évoluent dans le sens de l'amélioration de la qualité du SNG. Toutefois, la fraction molaire de CO augmente drastiquement avec le dispositif 10 de recirculation du SNG déshydraté. Pour les conditions opératoires considérées, la valeur seuil est dépassée mais une 3038909 20 optimisation du système par ajustement de la vapeur de WGS, de la pression et de la température de réaction permettent d'atteindre des teneurs plus acceptables. Dans ce cas, la déshydratation simple conduit à sur-concentrer la teneur en CO2 en entrée de réacteur et déplace l'équilibre de la réaction WGS vers la production de 5 CO et la consommation de H2. Pour le dispositif 20, l'extraction de CO2 intégrée dans la boucle de recirculation permet de favoriser la réaction de WGS vers la production de H2 qui est ensuite converti en CH4. REVENDICATIONS1. Dispositif (10, 20) de production de méthane de synthèse, caractérisé en ce qu'il comporte : - un réacteur (105, 205) de méthanation comportant : - une entrée (110, 210), pour du syngas produit par gazéification de matière hydrocarbonée, reliée à une conduite (115, 215) d'alimentation de syngas et - une sortie (120, 220) pour gaz naturel de synthèse, un moyen (125, 225) de séparation d'eau comportant : - une entrée (130, 230) pour gaz naturel de synthèse et - une sortie (135, 235) pour gaz naturel de synthèse déshydraté et une dérivation (140, 240) d'une partie du gaz naturel de synthèse déshydraté depuis la sortie du moyen de séparation d'eau vers la conduite d'alimentation de syngas pour qu'un mélange, du syngas et du gaz naturel de synthèse dérivés, soit fourni au réacteur. 2. Dispositif (20) selon la revendication 1, qui comporte un moyen (245) de séparation de dioxyde de carbone du gaz naturel de synthèse déshydraté, ce moyen de séparation étant positionné en amont de la dérivation (240). 3. Dispositif (10, 20) selon l'une des revendications 1 ou 2, qui comporte : un capteur (150, 250) d'une température à l'intérieur du réacteur et un recirculateur (155, 255), des produits entrés dans la dérivation, commandé en fonction de la température captée. 4. Dispositif (10, 20) selon l'une des revendications 1 à 3, qui comporte, en amont de l'entrée du réacteur (105, 205), un moyen (160, 260) de préchauffage, du mélange à une température supérieure à 220°C. 5. Dispositif (10, 20) selon l'une des revendications 1 à 4, qui comporte une conduite (165, 265) d'injection de vapeur d'eau dans la conduite (115, 215) d'alimentation de 3038909 22 syngas en amont du lieu de formation du mélange entre le syngas et les produits de méthanation sortis de la dérivation (140, 240). 6. Dispositif (10, 20) selon l'une des revendications 1 à 5, qui comporte une conduite 5 (170, 270) de déviation, d'une partie des produits de réactions de méthanation, comportant : une entrée (175, 275) positionnée entre la sortie du réacteur (105, 205) et le moyen (125, 225) de séparation d'eau et une sortie (180, 280) positionnée en amont de l'entrée (110, 210) du réacteur 10 (105, 205). 7. Dispositif (10, 20) selon la revendication 6, qui comporte : - un débitmètre (185, 285) du syngas en amont du lieu du mélange et - un recirculateur (190, 290), des produits entrés dans la conduite (170, 270) de 15 déviation, commandé en fonction du débit mesuré. 8. Dispositif (10, 20) selon l'une des revendications 1 à 7, dans lequel le moyen (125, 225) de séparation d'eau configuré pour refroidir les gaz naturel de synthèse à une température comprise entre 5°C et 40°C. 20 9. Dispositif (10, 20) selon l'une des revendications 1 à 8, dans lequel le réacteur (105, 205) est configuré pour réaliser une réaction de Dussan dite « du gaz à l'eau ». 10. Procédé (30) de production de méthane de synthèse, caractérisé en ce qu'il 25 comporte une étape (305) de réaction de méthanation comportant : - une étape (310) d'entrée dans un réacteur de méthanation, de syngas produit par gazéification de matière hydrocarbonée, par une conduite d'alimentation de syngas et 30 - une étape (315) de sortie pour gaz naturel de synthèse, une étape (320) de séparation d'eau comportant : - une étape (325) d'entrée pour gaz naturel de synthèse et - une étape (330) de sortie pour gaz naturel de synthèse déshydraté et 3038909 23 une étape (335) de dérivation d'une partie du gaz naturel de synthèse déshydraté en sortie de l'étape de sortie de l'étape de séparation d'eau vers la conduite d'alimentation de syngas pour qu'un mélange, du syngas et du gaz naturel de synthèse dérivés, soit fourni au réacteur.