INPI-France/Brevets-Francais-2024-Chunked huggingface dataset:
A cet effet, le banc d'essai 1 est ici configuré pour mettre en œuvre un essai en double cisaillement direct, dans lequel l'échantillon 10 est formé par trois blocs ; un bloc central 11 et deux blocs externes 13 disposés de part et d'autre du bloc central 11 selon une première direction N, dite direction normale. Les blocs de l'échantillon 10 forment ainsi deux interfaces entre les blocs externes 13 et le bloc central 11 définissant des plans de contact C. Ces plans de contact C s'étendent parallèlement entre eux et selon une direction dite tangentielle T, perpendiculaire à la direction normale N.
Les interfaces sont destinées à subir une contrainte de cisaillement par un déplacement relatif du bloc central 11 par rapport aux blocs externes 13 dans la direction tangentielle T.
Le banc d'essai 1 selon l'invention peut également être configuré pour mettre en œuvre un essai en simple cisaillement direct.
Dans le présent exemple de réalisation, les blocs externes 13 ont des dimensions identiques et ont par exemple une forme de parallélépipède rectangle. Le bloc central 11 présente une forme similaire de parallélépipède rectangle, avec une hauteur dans la direction tangentielle T qui est supérieure à la hauteur des blocs externes 13 de sorte à assurer une surface constante des plans de contact C lorsque le bloc central 11 se déplace relativement aux blocs externes 13 dans la direction tangentielle T.
Afin de réduire, voire d'éliminer, des phénomènes parasites et d'obtenir des champs de contraintes homogènes dans les interfaces, le bloc central 11 présente une épaisseur dans la direction normale N qui est supérieure à une épaisseur des blocs externes 13 dans cette même direction.
La surface des blocs externes 13 qui est tournée vers le bloc central 11 présente par exemple une largeur et une hauteur dans un plan parallèle aux plans de contact C, comprise entre 10 et 100 mm, tandis que l'épaisseur des blocs externes peut être comprise entre 10 mm et 50 mm,
La hauteur du bloc central 11 est par exemple supérieure à 100 mm, voire supérieure à 110 mm, tandis que son épaisseur peut être comprise entre 15 mm et 100 mm, voire supérieure à 40 mm, pour les raisons indiquées ci-dessus.
Le banc d'essai 1 comporte un bâti 2 sur lequel repose l'échantillon 10. Un tel bâti 2 permet par exemple de poser le banc d'essai sur une table ou au sol de façon stable.
1) L'hydrogène brut est mis en communication avec une canalisation d'entrée 1 de l'adsorbeur à tamis moléculaire de déshydratation S1, élimine l'eau à 0,1 ppm, puis entre dans l'échangeur de chaleur de prérefroidissement primaire HX1 dans la boîte froide de prérefroidissement II au moyen de la deuxième canalisation 2 pour être refroidi à 113 °K, puis entre dans l'échangeur de chaleur de prérefroidissement secondaire HX2 rempli par des catalyseurs de conversion orthohydrogène-parahydrogène au moyen de la troisième canalisation 3 pour la conversion orthohydrogène-parahydrogène pour être refroidi à 80 °K ; puis entre dans l'adsorbeur à tamis moléculaire à basse température S2 au moyen de la quatrième canalisation 4 pour éliminer les traces d'oxygène, d'azote, d'argon et de méthane, le flux de matière provenant de l'adsorbeur à basse température communique avec la cinquième canalisation 5 de la boîte froide cryogénique III et entre dans l'échangeur de chaleur cryogénique HX3 rempli par des catalyseurs de conversion orthohydrogène et parahydrogène pour être refroidi à 25 °K, les proportions d'orthohydrogène et de parahydrogène sont respectivement de 2,2 % et de 97,8 %, le flux de matière provenant de HX3 est mis en communication avec l'éjecteur E1 au moyen de la sixième canalisation 6 pour réduire la pression à 0,57 MPa, en même temps, le gaz bog est introduit et entre dans l'échangeur de chaleur de surrefroidissement HX4 rempli des catalyseurs de conversion orthohydrogène et parahydrogène au moyen de la septième canalisation 7 pour être refroidi à 22 °K, puis la vanne d'étranglement transfère l'hydrogène liquide vers un système de stockage et le bog dans le système de stockage est reliquéfié au moyen de l'éjecteur E1 et les proportions d'orthohydrogène et de parahydrogène dans le système de stockage sont respectivement de 1 % et 99 %.
3) L'azote à la sortie de l'unité de compresseur d'azote C2 entre dans la boîte froide de prérefroidissement II au moyen d'une trentième canalisation 30, est refroidi à 113 °K au moyen de l'échangeur de chaleur de prérefroidissement primaire HX1, est mis en communication avec la vanne d'étranglement V2 au moyen de la trente et unième canalisation 31 et est mis en communication avec l'échangeur de chaleur de prérefroidissement secondaire HX2 et l'échangeur de chaleur de prérefroidissement primaire HX1 au moyen d'une trente-deuxième canalisation 32 et d'une trente-troisième canalisation 33 en séquence après que la vanne d'étranglement a été refroidie à 80 °K, puis retourne à l'entrée de l'unité de compresseur d'azote C2 au moyen d'une trente-quatrième canalisation 34, de manière à former un ensemble de cycle de réfrigération de l'azote et fournir de l'énergie froide pour la plage de température de 113 °K à 80 °K et le milieu du cycle de réfrigération de l'azote est de l'azote pur ;
4) Le réfrigérant mixte à la sortie de l'unité de compresseur de réfrigérant mixte C3 entre dans la boîte froide de prérefroidissement II et l'échangeur de chaleur de prérefroidissement primaire HX1 au moyen d'une trente-cinquième canalisation 35 pour être refroidi à 113 °K et est mis en communication avec la vanne d'étranglement V3 au moyen de la trente-sixième canalisation 36, retourne à l'échangeur de chaleur de prérefroidissement primaire HX1 au moyen d'une trente-septième canalisation 37 après le refroidissement de la vanne d'étranglement, quitte la boîte froide de prérefroidissement II au moyen d'une trente-huitième canalisation 38 et retourne à l'entrée de l'unité de compresseur de réfrigérant mixte C3, de manière à former un ensemble de cycles de réfrigération du réfrigérant mixte et à fournir de l'énergie de refroidissement pour la plage de température de 303 °K à 113 °K et le réfrigérant mixte est constitué de méthane, d'éthylène, de propane, d'isopentane et d'azote.
Les modes de réalisation ci-dessus constituent la mise en œuvre spécifique de la présente invention. De nombreuses combinaisons ou modifications équivalentes peuvent être apportées au cycle de réfrigération de l'hydrogène, au cycle de réfrigération de l'azote et au cycle de réfrigération à réfrigérant mixte du dispositif de liquéfaction de l'hydrogène réfrigérant, qui appartiennent tous au champ de protection de la présente invention.
Dispositif de stockage d’un premier liquide destiné à chauffer un deuxième liquide. Domaine technique de l'invention L’invention concerne un dispositif comprenant un premier volume destiné à stocker un premier liquide et un deuxième volume destiné à stocker un deuxième liquide, le premier liquide étant destiné à chauffer le deuxième liquide. L’invention porte encore sur un système comprenant un tel dispositif. L’invention porte encore sur un véhicule comprenant un tel système ou un tel dispositif.
Etat de la technique antérieure Un véhicule industriel comprenant un moteur à combustion interne, notamment de type poids lourd, comprend généralement un moyen de réduction catalytique sélective des oxydes d’azote NOx (connu sous l’abréviation anglo-saxone SCR pour Selective Catalyst Reduction). Un tel moyen assure la dépollution au niveau du système d’échappement en y injectant de l’urée. Un tel véhicule comprend alors un réservoir de stockage de l’urée et un circuit de distribution et d’injection de l’urée. Du fait que l’urée gèle et/ou cristallise à une température extérieure de l’ordre de moins 11 degrés Celsius, un tel réservoir et/ou un tel circuit de distribution d’urée comprend généralement des moyens de chauffage pour palier à un tel changement de phase de l’urée. Généralement, une résistance ou une nappe, alimentée en énergie électrique, est implantée au niveau du réservoir d’urée et/ou du circuit de distribution et d’injection. Seulement, lorsque la température extérieure est négative, et a fortiori lorsque le moteur est froid, plusieurs minutes sont nécessaires avant de pouvoir injecter de l’urée dans le système d’échappement. Ainsi, pendant les premières minutes après le démarrage du véhicule par temps froid, le traitement des oxydes d’azote n’est pas optimal voire ne fonctionne pas.
Du fait de normes de dépollution davantage sévères pour les véhicules automobiles de type véhicule particuliers, de tels véhicules nécessitent désormais d’être équipés d’un moyen de réduction catalytique sélective. L’absence de fonctionnement optimal du moyen de réduction catalytique sélective pendant les premières minutes après démarrage, notamment par temps froid, n’est pas acceptable vis-à-vis de telles normes.
Présentation de l'invention Le but de l’invention est de fournir un dispositif remédiant aux inconvénients ci-dessus. En particulier, l’invention propose une solution permettant de conserver une réserve d’urée à l’état liquide pendant une longue période après coupure du moteur, l’urée à l’état liquide pouvant alors être utilisée dès le redémarrage du moteur, et ainsi d’éviter la consommation d’énergie électrique pour le réchauffage de l’urée par temps froid.
Pour atteindre cet objectif, l’invention porte sur un dispositif comprenant un premier volume destiné à stocker un premier liquide, notamment un liquide de refroidissement d’un moyen d’entraînement d’un véhicule, notamment d’un véhicule automobile, le dispositif comprenant un deuxième volume destiné à stocker un deuxième liquide, notamment un deuxième liquide utilisé dans un moyen de réduction catalytique sélective au niveau d’une ligne échappement d’un moyen d’entraînement de type moteur à combustion interne, notamment un deuxième liquide de type urée ou comprenant de l’urée, de sorte à chauffer et/ou maintenir à température et/ou réchauffer un tel deuxième liquide par transfert de chaleur issue d’un tel premier liquide.
Le premier volume et le deuxième volume peuvent être indépendants.
Le dispositif peut comprendre une paroi interne, la paroi interne pouvant être agencée entre le premier volume et le deuxième volume de sorte à transférer de la chaleur d’un tel premier liquide vers un tel deuxième liquide par conduction thermique au niveau de la paroi interne.
La paroi interne peut comprendre une forme de conduit qui définit au moins partiellement le deuxième volume, notamment une forme de conduit de section cylindrique, le conduit pouvant s’étendre, ou pouvant s’étendre sensiblement, ou pouvant s’étendre au moins en partie, dans le premier volume.
La paroi interne peut avoir une faible épaisseur, notamment comprise entre 0.8 mm et 1.5 mm, et/ou la paroi interne peut être en matériau ayant une forte conductivité thermique, notamment en aluminium ou en alliage d’aluminium.
est une vue en perspective de dessous de l’adaptateur et du bras représentés sur la ;
est une autre coupe transversale de l’adaptateur représenté sur la .
Dans la description détaillée qui va suivre, les dénominations « longitudinale », « transversale » et « verticale » se réfèrent à l’orientation d’un système d’essuyage selon l’invention. Une direction longitudinale correspond à une direction principale d’allongement d’un adaptateur selon l’invention, cette direction longitudinale étant parallèle à un axe longitudinal L d’un L, V, T illustré sur les figures. Une direction transversale correspond à une direction le long de laquelle un renfort s’étend principalement, cette direction transversale étant parallèle à un axe transversal T du repère L, V, T et cet axe transversal T étant perpendiculaire à l’axe longitudinal L. Enfin, une direction verticale correspond à une direction parallèle à un axe vertical V du repère L, V, T, cet axe vertical V étant perpendiculaire à l’axe longitudinal L et l’axe transversal T.
Afin de relier le balai d’essuyage 2 à l’extrémité du bras 4, ledit balai d’essuyage 2 comprend un dispositif de connexion 56 comportant au moins un connecteur 8 qui porte une lame d’essuyage 68 du balai d’essuyage 2 et un adaptateur 1 monté en rotation sur le connecteur 8, l’adaptateur 1 étant apte à coopérer avec l’extrémité du bras 4. On comprend notamment que la lame d’essuyage 68 du balai d’essuyage 2 est destinée à être au contact de la surface vitrée du véhicule. Par ailleurs, le connecteur 8 est configuré pour porter la lame d’essuyage 68, directement ou indirectement.
La rotation de l’adaptateur 1 et du connecteur 8 se fait au moyen d’un dispositif de rotation 58 (visible à la ), cette rotation se faisant autour d’un axe de rotation R sensiblement parallèle à la direction transversale T. Une description plus détaillée du dispositif de rotation 58 sera faite dans la suite de la description.
La paroi supérieure 12 présente également un bord libre 16, et s’étend entre son bord libre 16 et le bord commun 18 en présentant une courbe, tel que particulièrement visible sur la qui est une coupe réalisée selon le plan de coupe M illustré sur la . On comprend ici que la paroi supérieure 12 présente un profil courbé entre le bord commun 18 et son bord libre 16 vue dans le plan perpendiculaire à la direction longitudinale L en s’inscrivant dans un cercle.
Dans cette configuration, l’adaptateur 1 présente une section triangulaire vue dans un plan perpendiculaire à la direction longitudinale L, le triangle de cette section étant définie par le bord libre 14 de la paroi latérale 10, le bord libre 16 de la paroi supérieure 12 et par le bord commun 18 entre la paroi latérale 10 et de la paroi supérieure 12. On peut ainsi définir un volume interne de l’adaptateur 1, ce volume interne étant au moins en partie délimité par la paroi latérale 10 et la paroi supérieure 12. Le volume interne s’étend principalement sous la forme d’un prisme droit de base triangulaire.
De plus, l’adaptateur 1 comprend une paroi interne 20 s’étendant au moins en partie dans le volume interne de l’adaptateur 1. Plus précisément, la paroi interne 20 s’étend dans un plan sensiblement parallèle aux directions longitudinale L et verticale V, depuis la paroi supérieure 12 dans le volume interne. On comprend que la paroi interne 20 s’étend sensiblement parallèlement à la paroi latérale 10.
Dans le cas où la charge contient des composés de type résines et/ou asphaltènes, il est avantageux de faire passer au préalable la charge sur un lit de catalyseur ou d'adsorbant différent du catalyseur d'hydrocraquage ou d'hydrotraitement.
Etape a1) d’hydrotraitement Conformément à l’invention, le procédé comprend optionnellement une étape a1) d’hydrotraitement des charges en présence d'hydrogène et d’au moins un catalyseur d’hydrotraitement - à une température de préférence comprise entre 200 et 450°C, notamment comprise entre 250 et 450°C, de manière très préférée comprise entre 300 et 430°C, - sous une pression de préférence comprise entre 2 et 18 MPa, de préférence comprise entre 5 et 16 MPa, - à une vitesse spatiale de préférence comprise entre 0,1 et 6 h -1 , de préférence comprise entre 0,2 et 5 h -1 , la vitesse spatiale horaire étant définie comme le débit volumique de charge divisé par le volume de catalyseur) - et à une quantité d’hydrogène introduite telle que le rapport volumique litre d’hydrogène/litre d’hydrocarbure soit de préférence compris entre 100 et 2000 L/L, de préférence compris entre 300 et 1500 L/L. Les conditions opératoires telles que température, pression, taux de recyclage d’hydrogène, vitesse spatiale horaire, sont variables en fonction de la nature de la charge, de la qualité des produits désirés et des installations dont dispose le raffineur.
Des catalyseurs d’hydrotraitement conventionnels peuvent avantageusement être utilisés, de préférence qui contiennent au moins un support amorphe et au moins un élément hydro-déshydrogénant choisi parmi au moins un élément des groupes VIB et VIII non noble, et le plus souvent au moins un élément du groupe VIB et au moins un élément du groupe VIII non noble. De préférence, le support amorphe est de l’alumine ou de la silice alumine.
Des catalyseurs préférés sont choisis parmi les catalyseurs NiMo, NiW ou CoMo sur alumine et NiMo ou NiW sur silice alumine.
L’effluent issu de l’étape a1) d’hydrotraitement et entrant dans l’étape a) d’hydrocraquage comprend généralement une teneur en azote de préférence inférieure ou égale à 300 ppm poids et de préférence inférieure ou égale à 50 ppm poids.
Etape a) d’hydrocraquage (hydroconversion) Conformément à l’invention, le procédé comprend une étape a) d’hydrocraquage d’au moins une partie de l’effluent issu de l’étape a1) (ou de la charge directement quand il n’y a pas d’hydrotraitement préalable), et de préférence la totalité, ladite étape a) opérant, en présence d'hydrogène et d’au moins un catalyseur d’hydrocraquage, - à une température comprise entre 200 et 460°C, notamment 250 et 480°C, de préférence entre 320 et 450°C, - sous une pression comprise entre 1 et 20 MPa, de préférence entre 2 et 10 MPa, notamment entre 2,5 et 18 MPa ou entre 3 et 18 MPa - à une vitesse spatiale comprise entre 0,1 et 12 h -1 , de préférence entre 0,4 et 10 h -1 , - et à une quantité d’hydrogène introduite telle que le rapport volumique litre d’hydrogène/litre d’hydrocarbure soit compris entre 100 et 2000 L/L, de préférence entre 200 et 2000 L/L.
Catalyseur de l’étape a) d’hydrocraquage Le ou les catalyseurs d’hydrocraquage utilisés dans l’étape a) d’hydrocraquage sont des catalyseurs classiques d’hydrocraquage, de type bifonctionnel associant une fonction acide à une fonction hydrogénante et éventuellement au moins une matrice liante. Plus précisément, on peut utiliser un catalyseur classique d’hydroconversion comprenant, sur un support amorphe, au moins un métal ou composé de métal ayant une fonction hydro-déshydrogénante.
Ce catalyseur peut être un catalyseur comprenant des métaux du groupe VIII, par exemple du nickel et/ou du cobalt, le plus souvent en association avec au moins un métal du groupe VIB, par exemple du molybdène et/ou du tungstène. On peut par exemple employer un catalyseur comprenant de 0,5 à 10 % poids de nickel (exprimé en oxyde de nickel NiO), et de 1 à 30 % poids de molybdène, de préférence de 5 à 20 % poids de molybdène (exprime en oxyde de molybdène MoO3) sur un support minéral amorphe.
La teneur totale en oxydes de métaux des groupes VI et VIII dans le catalyseur est généralement comprise entre 5 et 40 % poids et préférentiellement entre 7 et 30 % poids. Le rapport pondéral (exprimé sur la base des oxydes métalliques) entre métal (ou métaux) du groupe VI et métal (ou métaux) du groupe VIII est, en général, d’environ 20 à environ 1, et le plus souvent d’environ 10 à environ 2.
Le support est, par exemple, choisi dans le groupe forme par l’alumine, la silice, les silices-alumines, la magnésie, les argiles et les mélanges d’au moins deux de ces minéraux.
Ce support peut également renfermer d’autres composés et par exemple, des oxydes choisis parmi l’oxyde de bore, la zircone, l’oxyde de titane, l’anhydride phosphorique.
On utilise le plus souvent un support d’alumine et préférentiellement de l’alumine η ou γ.
Le catalyseur peut également contenir un élément promoteur tel que du phosphore et/ou du bore. Cet élément peut avoir été introduit dans la matrice ou de préférence avoir été déposé sur le support. Du silicium peut également être déposé sur le support, seul ou avec le phosphore et/ou le bore.
De manière préférée, les catalyseurs contiennent du silicium déposé sur un support tel que l’alumine, éventuellement avec du phosphore et/ou du bore déposé(s) sur le support, et contenant aussi au moins un métal du groupe VIII (Ni, Co) et au moins un métal du groupe VIB (Mo, W). La concentration en ledit élément est habituellement inferieure à environ 20 % poids (sur la base oxyde), et le plus souvent inférieure à environ 10 %. La concentration en trioxyde de bore (B 2 O 3 ) est habituellement d’environ 0 à environ 10 % poids.
Un autre catalyseur est une silice-alumine comprenant au moins un métal du groupe VIII et au moins un métal du groupe VIB.
Un autre type de catalyseur utilisable dans le procédé selon l’invention est un catalyseur contenant au moins une matrice, au moins une zéolithe Y, et au moins un métal hydro-déshydrogénant. Les matrices, métaux, éléments additionnels décrits précédemment peuvent également entrer dans la composition de ce catalyseur.
Equipement Exemple 1 Exemple 2 Puissance arbre (kW) Puissance arbre (kW) Compresseur 31 38 - Pompe naphta 29 36 - Pompe polyphasique 32 - 250
Les coûts d’investissement des équipements de compression ont également été comparés. On a observé une réduction totale du coût d’installation des machines tournantes de 87 % pour l’exemple 2, par rapport à l’exemple 1 comparatif. Cette réduction est une conséquence de la suppression du compresseur 31, qui représente 92% du coût des machines tournantes de l’exemple 1. La puissance nécessaire pour la MPP est assez élevée, et peut s’expliquer par un GVF ici très élevé de 77% en entrée de la pompe et par une pression d’entrée faible.
La consommation électrique augmente dans l’exemple 2 par rapport à l’exemple 1, mais ce surcoût reste faible, puisqu’il représente 5% du gain obtenu en cout d’investissement en équipement.
Exemple 3 (selon l’invention) Cet exemple est conforme à l’invention selon la , comme l’exemple 2. Mais ici, la température du ballon de reflux 26 a été abaissée en modifiant la consigne de température de l’aéroréfrigérant utilisé pour le reflux, ceci pour modifier le ratio GVF en entrée de la pompe MPP 58. Les nouvelles conditions opératoires à l’entrée de la pompe MPP sont rassemblées dans le tableau 4 ci-dessous.
Unités Entrée de la MPP (1 er étage) Phase Mélangée Débit total (liquide + gaz) m 3 /h 216,6 Température °C 50 Pression bar absolu 1,5 Débit phase gaz m 3 /h 117,8 Débit phase liquide m 3 /h 98,8 GVF % 54,4
En se basant sur les conditions montrées dans le Tableau 4, la pompe polyphasique 58 de la a été redimensionnée, avec les résultats détaillés dans le Tableau 5 ci-dessous. Pour atteindre une pression de minimum 9 bars dans les colonnes absorbeur 36 et dé-éthaniseur 38, on choisit une pompe de l'ordre de 220 kW et avec 3 étages de compression. Par rapport à l’exemple 2 précédent, on peut donc utiliser, en abaissant la température de l’effluent alimentant la pompe MPP, une pompe MPP qui est plus compacte, qui a un nombre moins élevé d’étages de compression et dont la consommation énergétique est moins élevée.
Etage Débit total entrée GLR à l’entrée de l’étage GVF entrée Augmentation de pression Augmentation température Pression entrée Pression sortie Unité m 3 /h % bar °C Bar absolu Bar absolu 1 216,6 1,19 54,4 0,93 0,50 1,5 2,4 2 143,8 0,45 31,0 2,17 0,40 2,4 4,6 3 111,4 0,12 11,0 4,72 0,46 4,6 9,3
La fraction volumique de gaz varie de 54,4 % à l'entrée du 1 er étage à 11,0 % à l’entrée du troisième étage. L’élévation de température totale s’élève à 1,4°C. Cette moindre élévation de température par rapport à l’exemple précédent s’explique par un GVF plus faible et un débit total différent, sachant que l’élévation de température provient pour partie de la compression de la phase gazeuse de l’effluent. Par ailleurs, la différence de compression par étage est d’autant plus grande que le débit de gaz est faible, du fait notamment d’une amélioration de l’efficacité de la pompe.
On a comparé les puissances des équipements impliqués dans la compression du flux gazeux d’hydrogène entre l’exemple 1 comparatif et l’exemple 3 selon l’invention ( ). Les données sont détaillées dans le tableau 6 ci-dessous :
Equipement Exemple 1 Exemple 3 Puissance arbre (kW) Puissance arbre (kW) Compresseur 31 38 - Pompe 29 36 - Pompe polyphasique 32 - 220
Les coûts d’investissement des équipements de compression ont été comparés. On a observé une réduction totale du coût d’installation des machines tournantes de 88 % pour l’exemple 3, par rapport à l’exemple 1 comparatif. Cette réduction est principalement une conséquence de la suppression du compresseur 31, qui représente 92% du coût des machines tournantes décrites dans l’exemple 1.