INPI-France/Brevets-Francais-2024-Chunked huggingface dataset:
conditions de l'étape d'absorption par le solvant peuvent être les suivantes - rapport solvant sur charge dans la colonne d'absorption est compris entre 3 et 2 et de façon préférée entre 0,5 et 1.
- température en tête de colonne est de - 10 C à - 60 C, de préférence entre - 35 C et - 45 C.
- pression est comprise entre 10 et 50 bar, et de préférence entre 25 et 35 (1 = 10"'Mpa).
- nombre d'étages théoriques : 15 à 40.
La température dans le ballon de condensation par le propane et/ou propène de la fraction gazeuse de tête de l'absorbeur est généralement comprise entre - 10 C et - 60 C sous 10 à 50 bar et de préférence compris entre - 35 et - 45 C sous 25 à 35 bar.
Le solvant est habituellement choisi dans le groupe formé par le toluène le pentane, l'hexane, le mélange toluène-benzène et le mélange cyclohexane- toluène mais tout autre solvant susceptible d'absorber les hydrocarbures et stable en température peut entrer dans le cadre de l'invention.
Les conditions de l'étape d'hydrogénation peuvent être les suivantes - température 10-150 C, de préférence 60-1 , - vitesse spatiale (LHSV) (h"') : volume/volume h-' : 5-50 et de préférence 10-30 - pression 10 à 30 bar, de préférence 15-25 - catalyseur: à base de Palladium et éventuellement au moins un métal du groupe IB, de préférence Ag ou Cu - H2 : de 0 à 10 % en plus par rapport à la stoechiométrie, - pureté de H2: au moins 80 % en moles, préférence 90 à 99 %.
Le support préféré du catalyseur peut être alumine à faible surface spécifique.
La température en fond de première colonne distillation est habituellement comprise entre 80 et 300 C et varie en fonction du solvant choisi. Par exemple, lorsque le solvant est le toluène, la température en fond peut être de 150 à 300 C et de préférence entre 180 et 240 C. Lorsque l'on choisit le pentane, la température en fond peut être comprise entre 80 et 160 C, de préférence entre 100 et 140 C. La pression en tête de colonne peut varier par exemple entre 10 et 25 bar et de préférence entre 15 et 18 bar.
La température et la pression dans le ballon de condensation par le mélange propane-propène de la fraction de tête de première colonne est en règle générale de - 10 à - 60 C sous une pression de 10 à 20 bar et de façon préférée - 35 à - 45 C sous 12 à 17 bar.
En revanche, la deuxième colonne de distillation peut être opérée à une température de fond de colonne de 80 C à 250 C et sous une pression en tête de 5 à 15 bar. La température dans le ballon de condensation de la fraction gazeuse par de l'eau est de 10 à 50 C sous à 15 bar et de préférence 30 à 40 C sous 6 à 8 bar, ce qui est particulièrement économique. Pour s'assurer de la conversion des composés acétyléniques et du propadiène, il peut être avantageux que la phase solvant enrichie en hydrocarbonés provenant de la première colonne de distillation soit hydrogénée dans une seconde zone (20) d'hydrogénation catalytique en présence d'hydrogène et l'effluent d'hydrogénation est introduit dans la seconde colonne de distillation, de laquelle on récupère dans la partie supérieure de la dite colonne par un soutirage latéral une partie de la fraction C3+.
Selon une variante plus avantageuse permettant de réaliser l'hydrogénation sensiblement totale du méthyl-acétylène et du propadiène, on peut soutirer latéralement de la première colonne distillation (16), en dessous du point d'introduction de la phase liquide (1 hydrogénée dans la dite première colonne, un courant en partie liquide l'on réchauffe et que l'on hydrogène dans une seconde zone d'hydrogénation catalytique (20) en présence d'hydrogène et l'on recycle un courant hydrogéné en un point intermédiaire de la dite première colonne entre le point de soutirage latéral et le point d'introduction de la phase liquide hydrogénée (15a).
On peut ainsi choisir le niveau approprié de température de la réaction d'hydrogénation. De plus, tout l'excès d'hydrogène apporté aux réactions d'hydrogénation se retrouve uniquement dans la première colonne de distillation. Par ailleurs, toute la chaleur dégagée par la réaction d'hydrogénation est fournie à la dite première colonne, la seule à laquelle on apporte de la chaleur de rebouillage. Enfin, on évite une pasteurisation sur la deuxième colonne de distillation et donc une ligne de soutirage latéral de la fraction C3+ de cette colonne.
L'invention concerne aussi un dispositif séparation d'hydrocarbures à deux atomes de carbone comprenant une colonne (7) d'absorption par solvant ayant une alimentation en solvant en tête colonne, une entrée (1) d'une charge hydrocarbonée, une sortie (50) en tete de colonne d'une phase gazeuse comprenant des moyens (51) de refroidissement, des moyens (10) de condensation ayant une sortie (11) d'un premier gaz et une sortie (52) d'une phase liquide condensée et des moyens de reflux la dite phase liquide condensée dans la colonne d'absorption, et une sortie 2) en fond de colonne d'une phase liquide solvant. II comprend en outre - au moins un réacteur d'hydrogénation catalytique ayant une entrée connectée à la sortie en fond de la phase liquide solvant, comprenant une alimentation en hydrogène et une sortie (15a) d'un effluent d'hydrogénation ; - une première colonne (16) de distillation ayant une entrée connectée à la sortie de l'effluent d'hydrogénation, une première sortie (53) supérieure d'une phase gazeuse comprenant des moyens (54) de refroidissement, des moyens de condensation (55) ayant une sortie (1 d'un second gaz et une sortie d'une phase liquide condensée, et des moyens de reflux de la phase liquide condensée dans la première colonne distillation, une seconde sortie (17) délivrant les hydrocarbures à deux atomes de carbone, et une troisième sortie (19) inférieure délivrant phase liquide solvant hydrocarbonée ; - une deuxième colonne (22) de distillation ayant une entrée connectée à la troisième sortie de la première colonne, une première sortie d'une phase gazeuse comprenant des moyens de refroidissement à température ambiante, des moyens de condensation ayant une sortie d'un gaz et une sortie (58) d'une phase liquide condensée et des moyens de reflux d'une partie de la phase liquide condensée dans la deuxième colonne de distillation ; une seconde sortie supérieure délivrant des hydrocarbures et une troisième sortie (26) inférieure délivrant le solvant et - des moyens (61, 9) de recyclage du solvant comprenant des moyens de refroidissement (8, 13) connectés à la tête de la colonne d'absorption et à la troisième sortie inférieure de la deuxième colonne de distillation.
L'invention sera mieux comprise au vue de la figure et de l'exemple, qui illustrent un mode de réalisation comprenant en série absorbeur de l'effluent de vapocraquage en présence d'un solvant, un réacteur d'hydrogénation en phase liquide, une première et une seconde colonne de distillation-régénération du solvant et le recyclage du solvant à l'absorbeur. Une charge d'éthane à 97 % par exemple est vapocraquée dans un four à haute sévérité permettant d'obtenir un effluent 1 de vapocraquage qui est deshydraté et comprimé par des moyens non représentés sur la figure. Cet effluent a une composition donnée dans l'exemple.
Les critères d'inclusion dans cette étude étaient les suivants: sujets adultes des deux sexes présentant diverses manifestations algiques, avec ou sans
état inflammatoire, de l'appareil locomoteur.
Aucun critère d'exclusion n'a été retenu dans cet essai en dehors de
l'allergie cutanée.
Les deux produits testés étaient contenus dans des flacons de présentation strictement identique, numérotés selon une liste de randomisation et
attribués aux sujets dans l'ordre chronologique de leur entrée dans l'essai.
Le praticien a limité son geste thérapeutique à deux massages par jour.
Le traitement devait être poursuivi pendant 15 jours, selon l'évolution des signes cliniques. Aucun antalgique ou anti-inflammatoire ne devait être associé au massage par l'huile peroxydée ou au massage par l'huile minérale pendant toute la
durée de l'essai.
Un interrogatoire et un examen clinique des sujets devaient permettre de juger de l'efficacité du traitement, par notation de l'évolution de l'ensemble de la symptologie clinique (0: résultat nul, + résultat moyen, ++: résultat bon,
+++: résultat excellent) et de préciser la tolérance clinique des produits.
La durée moyenne du traitement a varié de 48 heures à 8 jours en
fonction du résultat obtenu.
b) Résultats
Les résultats sont rassemblés dans le tableau ci-dessous.
Nombre de malades Sous massage avec huile Sous massage avec peroxydée huile minérale Résultats excellents 11 (44 %) 4 (16 %) Résultats bons 13 (52 %) 8 (32 %) Résultats légers, nuls et 1 (4 %) 13 (52 %) aggravation Soit, résultats très satisfaisants: (excellents et bons). - 96 % dans le groupe sous massage avec l'huile peroxydée
RMN 1H (chloroforme-d), # : 8,80 (si, 1H, H-l : CO2H) ; 7,34 (s, 5H, 2H-4', 2H-5', H-6) ; 5,16 (s, 1H, NH-4 carbamate) ; 5,06 (s, 2H, 2H-2') ; (m, 2H, 2H-4) ; (m, 2H, 2H- 2) ; 1,84 (m, 2H, 2H-3).
RMN I3C (ehloroforme-d), 8 : 178,39 (C-l) ; 156,66 (C-l') ; 136,42 (C-3') ; 128,53- 128,15-128,11 (2C-4', 2C-5', C-6') ; 66,81 (C-2') ; 40,25 (C-4); 31,14 (C-2) ; 24,91 (C-3).
Spectre de masse (matrice GT) : FAB+ : 238 (M+H)+ ; 475 (2M+H))+ ; 91 (C7H7)+.
I.R. (dichlorométhane, cm-1), v : 3335 (COzH) ; 2949 (C sp2et sp3) ; 1708 (C=0) ; 1529 ; 1255.
EXEMPLE XV Anhydride mixte des acides 3,4,5-triméthoxybenzoïQue et 4-benzytoxycarbonyt-l- aminobutanoïque 15 : Dans un ballon, à une solution de l'acide 14 (2,31 g ; 9,73 mmol ; eq) dans de l'AcOEt anhydre (40 ml) contenant de la Et3N (4 ml ; 29,19 mmol ; eq), sous agitation magnétique et azote, refroidie à O C, on ajoute par une ampoule à brome une solution de chlorure de l'acide 3,4,5-triméthoxybenzoïque (2,47 mg ; 10,70mmol ; l,leq) dans de l'AcOEt anhydre (20 ml). Le mélange réactionnel est agité à température ambiante pendant 2 h, puis dilué en ajoutant de l'AcOEt (20 ml) et une solution aqueuse d'HCI 0,5N (60 ml). Après décantation, la phase organique récupérée est lavée avec de l'eau (2x40 ml), séchée sur Na2S04, filtrée et évaporée sous pression réduite pour conduire à l'anhydride mixte 15 (3,98 g ; 95%).
RMN 1H (chloroforme-d), 8 : 7,4-7,2 (m, 7H, 2H-4', 2H-5', H-6', 2H-9') ; 5,10 (si, 3H, 2H- 2', NH-4 carbamate) ; 3,97 (s, 3H, OCH3 para : 3H-13') ; 3,91 (s, 6H OCH3 méta : 6H-12') ; 3,4-3,2 (m, 2H, 2H-4) ; 2,50 (m, 2H, 2H-2) ; 1,85 (m, 2H, 2H-3).
RMN 13C (chloroforme-d), # : 169,38 (C-7') ; 162,54 (C-1) ; 156,91 (C-l') ; 153,49 (2C- 10') ; 144,10 (C-11) ; 136,71 (C-3') ; 128,79-128,41-128,30 (2C-4', 2C-5', C-6') ; 123,79 (C-8') ; 108,15 (2C-9') ; 67,00 (C-2') ; 61,31 (C-13') ; 56,62 (2C-12') ; 40,17 (C-4) ; 32,56 (C-2) ; 25,01 (C-3).
Spectre de masse (matrice GT) : FAB+ : 432 (M+H)+ ; 220 (M-[(H3CO)3C6H2C02]) ; 195 ((H3CO)3C6H2CO)+ ; 91 (C7H7)+.
I.R. (dichlorométhane, cm-'), v : 3050 (NH) ; 2943 (C sp2et sp3) ; 1783 (C=0)1714 (C=0);1589; 1503 ; 1460; 1416; 1334 ; 1236 ; 1128 ; 737.
EXEMPLE XVI 4-benzyloxycarbonvl-1-amino-butanoate de tert-butyle 16 : Dans un ballon, à une solution de 2-méthyl-2-propanol (2,65 ml ; 27,71 mmol ; eq) dans du CH2Cl2 (25 ml) en présence de DMAP (l,I3g ; 9,24 mmol ; 0,5eq) sous agitation magnétique
et azote, on ajoute par une ampoule à brome le composé 15 (3,99 mg ; mmol ; dans du CH2C12 (15 ml). Après 14h à température ambiante, le mélange réactionnel est évaporé sous pression réduite. Le résidu obtenu est dilué dans 20 ml d'AcOEt et lavé avec 25 ml d'une solution aqueuse d'acide citrique à 5%, 25 ml d'une solution aqueuse de NaHC03 à 5% et 20 ml d'H20. Les phases aqueuses sont extraites avec 2xl5ml d'AcOEt. Les phases organiques réunies sont séchées sur Na2S04, filtrées et évaporées sous pression réduite. Le résidu obtenu est purifié par chromatographie flash sur colonne de gel de silice (éluant : AcOEt 20% dans de l'hexane) pour conduire au composé 16 (1,32 g ; 49%).
Rf (acétate d'éthyle 30/ hexane 70) = 0,46.
RMN 1H (chloroforme-d), 8 : 7,33 (s, 5H, 2H-4', 2H-5', H-6') ; 5,09(si, 3H, 2H-2', NH-4 carbamate) ; 3,21 (q, 2H, 2H-4, J=6,5Hz) ; 2,27 (t, 2H, 2H-2, J=7,2Hz) ; 1,79 (m, 2H, 2H- 3) ; 1,44 (s, 9H, 9H-8') .
RMN I3C (chloroforme-d), 8 : 172,82 (C-l) ; 156,65 (C-l') ; 136,80 (C-3') ; 128,64- 128,26 (2C-4', 2C-5', C-6') ; 80,69 (C-7') ; 66,78 (C-4) ; 40,68 (C-4) ; 32,98 (C-2) ; 28,26 (3C-8') ; 25,39 (C-3).
Spectre de masse (matrice GT) : FAB+ : 292 (M-H)- ; 236 (M-C(CH3)3)- ; 202 (M- (CJIsCH2 - ; 158 (M-[C6H5CH2OC(O)])" ; 107 (C6H5CH2O)". I.R. (dichlorométhane, cm-'), v : 3343 (NH) ; 2974 (C sp2 et sp3) ; 1722 (C=0) ; 1530 ; 1454 ; 1368 ; 1253 ; 1155 ; 1021 ;738.
EXEMPLE XVII 4-amino-l-butanoate de tert-butyle 17 : A une solution de 16 (1,18 g ; 4,09 mmol ; eq) dans de l'éthanol (5ml), sous agitation magnétique et H2, on ajoute du palladium dispersé sur du carbone (Pd / C à 10%) (1g). Le mélange réactionnel est agité à température ambiante pendant 1h30. Il est ensuite filtré sur Célite, puis le filtrat est évaporé sous pression réduite pour conduire au composé 17 (580 mg ; 90%).
Dans un tel procédé ALCET, les étapes de compression et de chauffage ainsi que l'étape d'hydrogénation des composés acétyléniques ont lieu en presence de toute la fraction gazeuse de tête contenant notamment l'hydrogene, le monooxyde carbone et le méthane. Cela implique des équipements taille plus grande des investissements plus lourds. De plus, la chaleur de reaction mise en jeu dans le réacteur d'hydrogénation et le fait d'opérer en phase vapeur en excès d'hydrogène font que la température du réacteur a tendance à augmenter, qui peut nuire à la sélectivité de la réaction d'hydrogénation des composés acétyléniques, l'éthylène pouvant être hydrogéné en partie à son tour. Pour remédier à cela, le procédé ALCET est opéré en présence de deux réacteurs d'hydrogénation avec refroidissement intermédiaire.
Ces réactions d'hydrogénation peuvent s'accompagner de la formation de polymères (green oil) qui encrassent et désactivent progressivement le catalyseur. Du fait que les réactions s'effectuent en phase gazeuse, ces composés ne peuvent être lavés et éliminés au moins en partie.
Enfin, la présence de CO et d'H2 peut entraîner la formation de méthane et d'eau qu'il faut éliminer dans le traitement aval de condensation.
Un des objets de l'invention est de remédier aux inconvénients de l'art antérieur, notamment pour obtenir un mélange contenant au moins 85 % poids d'éthylène et qui peut être directement utilisé pour la synthèse de polyéthylène et de matières plastiques.
Un autre objet est de réaliser une hydrogénation en phase liquide en partie au moins, qui soit très sélective et qui élimine sensiblement tous les composés à triple liaison et les composés diéniques. On a remarqué qu'en réalisant tout d'abord une étape d'absorption solvant d'un effluent de vapocraquage et en particulier celui qui provient four, par exemple en matière céramique fonctionnant à très haute température, puis une étape d'hydrogénation en phase mixte liquide et vapeur de l'effluent fond de l'absorbeur et enfin d'étapes de séparation d'effluents produits comprenant une étape régénération du solvant ne mettant pas en oeuvre des condensations cryogeniques, on obtenait un produit final d'éthylène et d'éthane d'excellente qualite et à un coût minimisé.
De manière plus précise, l'invention concerne un procédé de séparation d'un mélange consistant essentiellement en de l'éthane et de l'éthylène à partir d'un effluent de vapocraquage d'hydrocarbures, l'effluent comprenant de l'hydrogène, du méthane, de l'éthylène, de l'éthane, de l'acétylène, du méthylacétylène, du propadiène, du propène et des hydrocarbures a au moins 4 atomes de carbone. Le procédé est caractérisé en ce que - On fait absorber dans au moins une colonne (7)d'absorption la dite charge (1) par une phase solvant (9) refroidie, dans des conditions d'absorption adéquates et on récupère une phase gazeuse (50) contenant notamment de l'hydrogène et du méthane en tête de la colonne et une phase en partie liquide en fond de colonne contenant le solvant enrichi en éthylène, éthane, acétylène, méthylacétylène, propadiène, propène et hydrocarbures à au moins 4 atomes de carbone; - On hydrogène la phase liquide dans au moins une zone (15) d'hydrogénation catalytique en présence d'hydrogène et d'un catalyseur d'hydrogénation dans des conditions d'hydrogénation appropriées et on récupère au moins une phase liquide au moins en partie hydrogénée ne contenant sensiblement pas d'acétylène.
- On realise la séquence d'étapes suivantes a) fait circuler ladite phase liquide au moins en partie hydrogénée dans au moins une première colonne (16) de distillation et on récupère : en tête de colonne une phase gazeuse que l'on condense pour séparer une phase vapeur non condensée et une phase liquide contenant des hydrocarbures à deux atomes de carbone en tant que reflux; un soutirage latéral, ledit mélange (17) consistant essentiellement en l'éthane et de l'éthylène ; et en fond de colonne une phase solvant 9) enrichie en hydrocarbures à au moins 3 atomes de carbone (C3+).
régénère la phase solvant dans au moins une seconde colonne (22) distillation (régénération) et on récupère une fraction enrichie en C3+ en fond une phase solvant régénérée ; - refroidit la phase solvant et on la recycle au moins en partie dans la colonne d'absorption.
En réalisant en amont de l'étape d'absorption par solvant l'hydrogénation d'une phase en partie liquide, qui contient beaucoup moins de composés légers (H2, CI-14) n'en contient la charge d'hydrogénation selon le procédé ALCET, on controle beaucoup mieux la température de la réaction exothermique qui de surcroît est réalisée vers 80 C. On obtient de plus une réaction beaucoup plus sélective, sans perte d'éthylène, dans un réacteur de plus petite taille avec un catalyseur dont la durée de vie est augmentée car les composés polymeriques sont lavés par la phase liquide et éliminés par une purge aval. Selon caractéristique du procédé, la phase gazeuse contenant notamment le méthane et l'hydrogène, provenant de la colonne d'absorption est condensée au moins en partie pour délivrer une phase liquide (52) qui est recyclée au moins en partie en tant que reflux dans la colonne, et une phase vapeur (11) riche en méthane et en hydrogène.
Ce reflux peut contenir le solvant refroidi alimentant ladite colonne lorsque d'alimentation en solvant de la colonne est connectée à la sortie de phase gazeuse à condenser et non pas directement en tête de la colonne d'absorption. Le solvant est généralement refroidi entre -10 C et -60 C avant son entrée dans la colonne.
Selon une autre caractéristique dû' procédé, la phase liquide en fond de colonne d'absorption peut être réchauffée par échange de chaleur avec la phase solvant régénérée provenant de la colonne de distillation régénération.
Selon une autre caractéristique du procédé, la phase gazeuse provenant de première colonne de distillation peut être condensée par du propane, propène, ou un mélange des deux.
II peut être avantageux, selon une première variante, qu'une partie au moins de la phase (11) vapeur sous pression provenant de la colonne d'absorption et qui résulte de l'étape de condensation soit réchauffée puis soit séparée sur une membrane adéquate de séparation (33) et on récupère un rétentat (35) enrichi en hydrogène et en méthane et un perméat (34) contenant du solvant, l'éthylène et de l'éthane, qui est comprimé et recyclé dans la dite premiere colonne de distillation.ll peut être intéressant de détendre le rétentat dans un turbodétendeur.
Selon une deuxieme variante, une partie au moins de la phase vapeur provenant de colonne d'absorption peut être détendue dans un turbodétendeur on récupère une phase liquide que l'on réchauffe et que l'on envoie comme reflux dans la première colonne de distillation (16).
Selon une autre caractéristique de l'invention, la fraction enrichie en provenant de la seconde colonne de distillation-régénération peut etre condensée à température ambiante, de préférence par de l'eau pour délivrer une fraction C3+ recyclée en partie en tant que reflux dans la seconde colonne de distillation (régénération) et en partie dans une colonne de lavage de l'effluent de vapocraquage.
Selon un premier mode de réalisation qui s'avère très économique lorsque l'effluent du vapocraquage provient d'une charge lourde (du naphta exemple), cet effluent contient des hydrocarbures plus lourds C4+ qui peuvent être lavés dans une colonne de lavage à plateaux ou à garnissage par fraction C3+ recyclés provenant de la seconde colonne de distillation régénération et on récupère une fraction de tête de fond que l'on refroidit et l'on envoie dans la colonne d'absorption et une fraction de fond contenant hydrocarbures les plus lourds.
La préforme crue séchée est ensuite cuite à environ 1100 C. Dans l'étape de cuisson, le chlorure de magnésium se décompose, et est essentiellement évacué ; en même temps, le fluorure de magnésium est fritté, liant la poudre de carbure de silicium à elle-même pour former un corps poreux. Le disque cuit obtenu est également suffisamment résistant pour être manipulé.
Afin de fabriquer un composite de magnésium métallique, la préforme mise en forme est placée dans un deuxième moule et est ensuite infiltrée avec du magnésium en fusion ou un alliage de magnésium en fusion. Des éléments d'alliage caractéristiques comprennent l'aluminium, le béryllium, le calcium, le cuivre, le lithium, le manganèse, des métaux du groupe des terres rares, le silicium, l'argent, le thorium, l'étain, le zinc, le zirconium et l'yttrium, et des combinaisons de métaux. On préfère que l'infiltration de la préforme pour obtenir le composite métallique recherché soit effectuée par le procédé de coulée sous pression.
On peut ainsi voir que le liant de l'invention évite les inconvénients associés à l'utilisation d'un liant avec lequel peut réagir le magnésium en fusion. L'examen de composites de magnésium fabriqués par ce procédé, dans lequel le matériau de renfort est le carbure de silicium, montre que la plus grande partie du fluorure de magnésium reste liée au carbure de silicium. Une certaine proportion de ce matériau semble se détacher par fissuration et n'a apparemment aucun effet nuisible sur les propriétés du composite.
Bien que le fluorure de magnésium utilisé comme liant dans le procédé de l'invention convienne remarquablement pour être utilisé dans des préformes qui sont ultérieurement infiltrées par du magnésium en fusion ou un alliage de magnésium en fusion, car il ne réagit pas avec eux, il n'est pas limité à cette utili sation. On peut l'utiliser avec d'autres métaux pour lesquels le problème de réaction ne se pose pas, en particulier l'aluminium et les alliages d'aluminium.
DESCRIPTION L'invention concerne une machine de sciage orientable à ruban qui comporte un bâti (15) muni d'un seul palier (11) pour réaliser une liaison pivot avec l'ensemble formant le système de coupe qui est constitué d'une glissière(5) comportant une extrémité cylindrique dans laquelle glisse un support-volants(4) qui 5 est contrôlé en translation par un seul vérin hydraulique (6) et qui supporte deux volants (3,3') dont l'un est lié au moteur (1) donnant le mouvement de coupe au ruban (2) ; voir fig.1.
L'orientation du système de coupe est obtenue par un dispositif constitué d'une roue creuse (7) liée à la partie cylindrique de la glissière (5), une vis sans fin (8), un tambour gradué(9), un volant (10) pour manoeuvrer, ainsi les éléments de blocage (12).
La machine est dotée aussi d'une table mobile (13), guidée dans le sens longitudinal et contrôlée en mouvement d'avance par un système (14) constitué d'un moteur électrique et d'une boite de vitesses(boite des avances).
La pièce (20) à usiner, (voir fig.2), est soit montée directement sur la table, soit montée sur un porte pièce ayant la possibilité d'être orienté et fixé sur la table.
La machine de sciage orientable à ruban est une invention qui entre dans le domaine des machines outils conventionnelle ou des machines outils à commande numériques dans le cas où les systèmes de contrôle (avance de coupe et orientation) seraient commandés par ordinateur.