INPI-France/Brevets-Francais-2024-Chunked huggingface dataset:
Un tel dispositif est très facile à utiliser et ne demande pas de formation spécifique.
Il peut être alimenté à l’aide de granulés de biomasse.
Il présente un haut rendement par combustions multiples de sorte que l’on obtient une combustion totale, sans résidus.
Il présente une forte puissance de chauffage par radiation, n’émet pas de flammes externes, qui viendraient brûler les cultures environnantes, et n’émet pas de bruit.
Procédé de désherbage et appareil de désherbage correspondant La présente invention concerne le domaine du désherbage, i.e. de l’élimination de plantes indésirables, aussi appelées adventices ou mauvaises herbes (« weed » en anglais).
Dans le domaine agricole, il est important de chercher à éliminer les plantes indésirables, car celles-ci captent une partie de l'eau nécessaire à la pousse des graines plantées, et abritent des insectes nuisibles aux plantes que l'on souhaite voir pousser.
Il peut être nécessaire de faire un désherbage intégral d'un champ avant plantation, ou un désherbage partiel d’un champ après plantation, entre des rangées de plantations, lors de leur croissance.
Dans le domaine urbain ou pour les infrastructures publiques (chemins, routes, voies ferrées, aérodromes, ...), les plantes indésirables doivent être éliminées pour ne pas gêner la circulation ou ne pas contribuer à la dégradation des infrastructures.
Il est possible de réaliser un désherbage chimique en utilisant un produit chimique herbicide, comme le glyphosate.
Cependant, les produits chimiques herbicides présentent des inconvénients majeurs, comme une contamination durable des sols, pouvant également contaminer les sous-sols, et donc, l’eau des nappes phréatiques. A la longue, leur utilisation intensive rend les sols de plus en plus résistants à leur action. En outre, le glyphosate est désormais reconnu comme potentiellement cancérogène pour l’homme et cancérigène pour les animaux.
La illustre schématiquement un exemple d’une pluralité de 4 sources lumineuses S.
Dans une première étape 110, une image 2D I est obtenue par objet d’une scène 3D et par angle de vue de la scène 3D. Chaque image 2D est destinée à être perçue par un observateur O selon un angle de vue de la scène 3D sur un plan image P1 positionné entre le plan P de l’hologramme physique H et l’observateur O lorsque l’hologramme physique H est illuminé par la pluralité de sources lumineuses ( ).
Dans une deuxième étape 120, au moins une image 2D est obtenue. Chaque image 2D représente un motif géométrique représenté schématiquement par un treillis sur la . Le motif géométrique est adapté pour masquer des sources lumineuses (S1 et S2 sur la ) dans chaque image flottante I perçue par l’observateur O. Ladite au moins une image 2D est portée par un plan objet positionné au même emplacement qu’un plan P LED porteur des sources lumineuses.
Dans une troisième étape 130, un spectre angulaire élémentaire propagé sur le plan de l’hologramme physique est calculé par image 2D par application d’une transformée de Fourier sur une image 2D obtenue.
Dans une quatrième étape 140, un spectre angulaire est déterminé par angle de vue de la scène 3D en sommant les spectres angulaires élémentaires obtenus correspondant à un même angle de vue de la scène 3D.
Dans une cinquième étape 150, un spectre angulaire total déterminé par combinaison des spectres angulaires obtenu par angle de vue de la scène 3D;
Dans une sixième étape 160, un hologramme numérique H1 déterminé dans le domaine spatial du plan de l’hologramme physique en appliquant une transformée de Fourier inverse sur le spectre angulaire total obtenu.
Dans une septième étape 170, l’hologramme numérique H1 est adapté pour être illuminé par un front d’ondes sphériques divergentes décentrées en multipliant cet hologramme numérique H1 par le conjugué d’un front d’onde incident sur le plan de l’hologramme physique, ledit front d’onde incident étant formé à partir d’ondes sphériques divergentes décentrées produites par la pluralité de sources lumineuses. Un hologramme numérique H2 résulte de cette multiplication.
Dans une huitième étape 180, l’hologramme physique est fabriqué à partir de l’hologramme numérique H2 résultant de ladite multiplication.
Selon une variante, les étapes 130 à 160 sont mises en œuvre de manière similaire aux étapes de l’algorithme de calcul et de propagation d’hologramme de l’article suscité.
Selon une variante, l’ensemble des sources lumineuses étant positionnées dans un même plan P LED , une seule image 2D, porteuse d’un motif géométrique masquant l’ensemble des sources lumineuses, est obtenue, ladite image 2D étant portée par un seul plan objet correspondant au plan P LED dans lequel sont positionnées l’ensemble des sources lumineuses.
Selon une variante, des sources lumineuses étant positionnées dans plus d’un plan P LED , plusieurs plans objet sont positionnés, chacun correspond à un plan P LED porteur de sources lumineuses, et chaque plan objet portant un motif géométrique qui masque des sources lumineuses portées par un même plan.
Selon un autre aspect, la présente invention concerne un dispositif holographique DH comprenant un hologramme physique fabriqué selon le procédé de la et une pluralité de sources lumineuses produisant des ondes sphériques divergentes décentrées.
a) une première étape d’hydrotraitement mise en œuvre dans une première section réactionnelle d’hydrotraitement, mettant en œuvre au moins un lit catalytique comprenant au moins un premier catalyseur d'hydrotraitement, ladite section réactionnelle d’hydrotraitement étant alimentée par au moins ladite charge hydrocarbonée et un flux gazeux comprenant de l’hydrogène, ledit premier catalyseur comprenant un support d'alumine, une phase active constituée de nickel et de molybdène, et éventuellement du phosphore et/ou éventuellement un composé organique contenant de l’oxygène et/ou de l’azote et/ou du soufre,
b) une deuxième étape d’hydrotraitement mise en œuvre dans une deuxième section réactionnelle d’hydrotraitement, mettant en œuvre au moins un lit catalytique comprenant au moins un deuxième catalyseur d'hydrotraitement, ladite section réactionnelle d’hydrotraitement étant alimentée par au moins une partie de l'effluent obtenu à l'étape a), ledit deuxième catalyseur comprenant un support de silice-alumine, une phase active constituée de nickel et de tungstène, du phosphore, et un composé organique contenant de l’oxygène et/ou de l’azote et/ou du soufre.
La demanderesse a découvert de manière surprenante qu’un enchainement d’une première section réactionnelle d’hydrotraitement contenant un premier catalyseur à base d’une phase active constituée de nickel et de molybdène sur un support d’alumine et d’une deuxième section réactionnelle d’hydrotraitement contenant un deuxième catalyseur à base d’une phase active constituée de nickel et de tungstène sur un support plus acide en présence de phosphore et d’un composé organique présente un effet synergique en termes d’activité et de stabilité en hydrotraitement, notamment en hydrogénation des aromatiques (HDA) mais également en hydrodéazotation (HDN) et/ou en hydrodésulfuration (HDS).
En effet, le choix de la bonne phase active, d’un support adapté, de la présence de phosphore et/ou d’un composé organique pour chaque catalyseur permet d’observer une symbiose du premier catalyseur à base d’une phase active constituée de nickel et de molybdène sur un support non ou peu acide (alumine), effectuant notamment l’HDS et une partie de l’HDN, suivi du deuxième catalyseur à base d’une phase active constituée de nickel et de tungstène en présence de phosphore et d’un composé organique sur un support plus acide (silice-alumine), permettant la modification de la structure des composés aromatiques les plus réfractaires (par réactions d’isomérisation et/ou craquage), rendant ces molécules plus réactives, favorisant ainsi l’HDA prérequis pour augmenter l’HDN, notamment grâce au tungstène qui apporte un gain d’activité hydrogénante.
D’un côté, le deuxième catalyseur se montre très actif, notamment en HDA et HDN, ce qui permet de compléter les réactions d’hydrotraitement, notamment HDS et HDN, du premier catalyseur nécessaires pour atteindre les spécifications. De même, la stabilité est augmentée, car la durée de cycle est prolongée grâce à la réduction de température nécessaire pour faire les réactions d’HDS, d’HDN et d’HDA.
D’un autre côté, le deuxième catalyseur se désactive moins rapidement, ce qui permet d’autant plus d’accroître la durée de cycle sur une charge standard ou de permettre le traitement de charges fortement chargées en soufre, azote et/ou aromatiques.
Le procédé d'hydrotraitement selon l'invention est particulièrement adapté pour une charge de distillat sous vide. Le procédé d'hydrotraitement selon l'invention est également particulièrement adapté pour l'hydrotraitement de charges comprenant des teneurs élevées en azote et en aromatiques, telles que des charges issues du craquage catalytique, du coker ou de la viscoréduction.
Le procédé selon la présente invention permet de produire une coupe hydrocarbonée hydrotraitée, c’est-à-dire à la fois débarrassée des composés azotés, des composés soufrés et de la plupart des composés aromatiques. De préférence selon le procédé selon l'invention la conversion en hydrodésulfuration (HDS) est supérieure à 95 %, de préférence supérieure à 98 %. De préférence, selon le procédé selon l'invention la conversion en hydrodéazotation (HDN) est supérieure à 90 %, de préférence supérieure à 95 %. De préférence, selon le procédé selon l'invention la conversion en hydrogénation des aromatiques (HDA) est supérieure à 35 %, de préférence supérieure à 40 %.
Selon une variante, ladite première section réactionnelle d’hydrotraitement contenant le premier catalyseur occupe un volume V1, et ladite deuxième section réactionnelle d’hydrotraitement contenant le deuxième catalyseur occupe un volume V2, la répartition des volumes V1/V2 étant comprise entre 50%vol/50%vol et 90%vol/10%vol respectivement.
La répartition volumique des deux catalyseurs, notamment le fait que la deuxième section réactionnelle contenant le deuxième catalyseur occupe un volume moins important que la première section réactionnelle contenant le premier catalyseur, permet d’optimiser les réactions d’HDS, d’HDN et d’HDA effectuées dans la première ou deuxième section réactionnelle afin d’obtenir des coupes hydrocarbonées aux spécifications tout en augmentant l’activité et la stabilité du système catalytique par rapport à un système ne contenant qu’un seul des catalyseurs.
Selon une variante, la répartition des volumes V1/V2 est comprise entre 70%vol/30%vol et 80%vol/20%vol respectivement de ladite première et deuxième section réactionnelle d’hydrotraitement.
Selon une variante, le deuxième catalyseur est caractérisé en ce que :
- la teneur en nickel, exprimée sous forme NiO, est comprise entre 1,2 et 4,5 % poids par rapport au poids total du catalyseur,
- la teneur en tungstène, exprimée sous forme WO 3 , est comprise entre 16 et 33 % poids par rapport au poids total du catalyseur,
- la teneur en phosphore, exprimée sous forme P 2 O 5 , est comprise entre 1 et 4 % poids par rapport au poids total du catalyseur.
- une étape d4) d'hydrolyse catalytique des composés COS et HCN contenus dans ladite partie complémentaire de l'effluent issu de l'étape d1) en H2S et NH3
Dans un autre mode de réalisation, l’effluent issue de l’étape d3) est avantageusement recombiné à la partie complémentaire de l'effluent issu de l'étape d1) avant d’être traité dans l’étape d4) d’hydrolyse catalytique des composés COS et HCN.
Ainsi, les effluents dits première partie et partie complémentaire issus de l'étape d1) de lavage à l'eau et de fractionnement du gaz de synthèse sont soumis à des étapes de traitement distinctes. La première partie est soumise à une étape d2) d'élimination de composés halogénés; alors que la partie complémentaire est soumise à une étape d4) d'hydrolyse catalytique des composés COS et HCN en H2S et NH3. Le fractionnement du gaz de synthèse ainsi que le traitement des effluents de manière séparée et distincte permettent la réduction de la taille des unités et des quantités de catalyseurs mises en œuvre dans lesdites unités.
De préférence, les proportions respectives de ladite première partie de l'effluent issu de l'étape d1) et de ladite partie complémentaire sont avantageusement déterminées afin d'obtenir un effluent en sortie d'étape d7) qui alimente l'étape e) de Fischer-Tropsch avec un rapport molaire H2/CO avantageusement compris entre 0,5 et 4, de préférence entre 1 et 3, de manière plus préférée entre 1,5 et 2,5, et de manière préférée égale à 2.
Étape d2) d'élimination des composés halogénés
De préférence, l’étape d) comprend une étape d2) d'élimination des composés halogénés.
L’étape d2) d'élimination des composés halogénés sur au moins un lit de garde adapté est, avantageusement, réalisée sur la première partie de l'effluent issu de l'étape d1). L'étape d2) permet d'éliminer substantiellement les composés halogénés, avantageusement le chlore, contenus dans ladite première partie de l'effluent avant que cette dernière ne soit envoyée dans une unité de conversion du monoxyde de carbone à la vapeur (étape d3). La technologie de réacteur à lit fixe sera avantageusement privilégiée pour capter les composés halogénés, notamment le chlore contenu dans le gaz de synthèse de ladite première partie, à l'aide de masses de captation connues de l'homme du métier. Avantageusement, l'étape d2) est réalisée sur au moins un lit de garde en présence d'une masse de captation contenant une phase active de type zéolithe, et/ou de l'oxyde de zinc, et/ou un oxyde basique tel qu'une alumine. La phase active peut être dopée ou promue par un ou plusieurs composés d'éléments alcalins et/ou alcalino-terreux et/ou terres rares. La phase active peut, par exemple, être une alumine promue par un composé du sodium, par exemple par Na2O.
Dans le cadre de l'invention, le passage de la première partie de l'effluent issu de l'étape d1) dans au moins un lit de garde permet d'atteindre les spécifications requises pour l'unité de conversion du monoxyde de carbone à la vapeur d3). A la sortie de l'étape d2) d'élimination des composés halogénés, l'effluent contient généralement moins de 10 ppm volume de chlore, avantageusement moins de 5 ppm volume de chlore, de manière préférée entre 0,1 ppm et 5 ppm volume de chlore, de manière plus préférée entre 1 ppm et 3 ppm volume de chlore, et de manière encore plus préférée entre 1 ppm et 2 ppm volume de chlore.
Étape d3) de conversion du monoxyde de carbone à la vapeur
L’étape d) de conditionnement du gaz de synthèse comprend éventuellement une étape de conversion du monoxyde de carbone à la vapeur.
L’étape de gazéification c) de la charge selon l'invention telle que celle mise en œuvre dans la présente invention peut conduire à une production d'hydrogène et de monoxyde de carbone dans un rapport molaire H2/CO non optimal pour la réaction de Fischer-Tropsch, particulièrement lorsque le catalyseur utilisé est un catalyseur à base de cobalt qui nécessite avantageusement un rapport molaire H2/CO optimal d'environ 2 pour être orienté vers la production de distillats moyens.
Afin d'atteindre le rapport molaire H2/CO requis par la synthèse Fischer-Tropsch, l'effluent issu de l'étape d2) d'élimination des composés halogénés est selon l'invention, éventuellement dirigé vers une section de conversion du monoxyde de carbone à la vapeur d3) permettant de produire un flux gazeux riche en hydrogène et appauvri en monoxyde de carbone.
L’étape d3) est mise en œuvre dans le cas où l’hydrogène produit à l’étape b) d’électrolyse de l’eau ne permet par l’obtention du ratio H2/CO en entrée de l’étape e) de synthèse Fischer Tropsch désiré.
Tout ou partie de l’hydrogène produit dans l’étape d3) de conversion du monoxyde de carbone à la vapeur peut avantageusement également être envoyé dans l’étape e) de synthèse Fischer Tropsch.
L'étape de réaction de conversion du monoxyde de carbone à la vapeur d3) est avantageusement réalisée à une température d'entrée proche de la température du gaz de synthèse issu de l'étape de lavage à l'eau et de fractionnement d1) permettant de réduire la consommation d'énergie sur l'ensemble de la chaîne de valorisation de la biomasse. De manière préférée, l'étape d3) est réalisée à une température d'entrée comprise entre 150 et 280 °C, de préférence entre 200 et 280°C.
Avantageusement, l'étape de réaction de conversion du monoxyde de carbone à la vapeur d3) est réalisée à une pression absolue comprise entre 2,0 et 12 MPa, de préférence entre 2,5 et 6,0 MPa, et plus préférentiellement entre 3,0 et 5,0 MPa; à une vitesse volumique horaire VVH (volume de charge/volume de catalyseur/heure) comprise entre 1000 et 10000 h-1, de préférence entre 1000 et 9000 h-1 et de manière plus préférée entre 1500 et 8500 h-1; à une température comprise entre 150 et 550°C, de préférence entre 200 et 500°C.
Le catalyseur mis en œuvre dans cette étape d3) est un catalyseur comprenant au moins un élément du groupe VIII et/ou au moins un élément du groupe VIB de la classification périodique de Mendeleïev (le groupe VIII correspond au groupe 8, 9 et 10, et le groupe VIB au groupe 6 selon la nouvelle notation de la classification périodique des éléments : Handbook of Chemistry and Physics, 81ème édition, 2000-2001). De préférence, le catalyseur est un catalyseur comprenant du cobalt sulfuré et/ou du molybdène sulfuré. Le support du catalyseur est habituellement un solide poreux choisi dans le groupe constitué par les alumines, la silice, les silices alumines. Préférentiellement, le support du catalyseur est l'alumine. Le catalyseur utilisé peut être promu avec un promoteur alcalin ou alcalino-terreux. La réaction de conversion du monoxyde de carbone permet d'augmenter considérablement la teneur en hydrogène dans l'effluent dirigé vers l'étape e) de synthèse Fischer-Tropsch.
Si besoin, un apport d'eau sous forme liquide, de préférence sous forme vapeur et préférentiellement sous forme de vapeur surchauffée pourra être effectué en amont de l'étape de conversion du monoxyde de carbone à la vapeur pour ajuster le ratio H2O/CO à l'entrée de l'unité de l'étape d3). Avantageusement, l'étape d3) est mise en œuvre avec une ratio H2O/CO compris entre 0,5 et 100, de manière préférée entre 0,5 et 25, de manière plus préférée entre 1,5 et 10. En raison du caractère exothermique de la réaction de conversion du monoxyde de carbone à la vapeur, l'effluent gazeux issu de cette étape présente une température comprise entre 250 et 550°C. Cet effluent gazeux est avantageusement refroidi à la température d'opération de l'unité d'hydrolyse entre 100 et 400°C, de préférence entre 200 et 350°C. Ce refroidissement se fait avantageusement en générant de la vapeur d'eau qui pourra être utilisée soit dans la chaîne du procédé selon l'invention, soit pour produire de l'électricité.
Dans une variante du procédé selon l'invention, le rapport molaire H2/CO du flux gazeux entrant dans l'étape e) de synthèse Fischer-Tropsch peut être ajusté à son niveau optimal d'environ 2 pour être orienté vers la production de distillats moyens par ajout d'un flux gazeux externe riche en hydrogène produit par tout moyen connu de l'homme du métier parmi lesquels : l'électrolyse de l'eau, le vaporéformage de gaz naturel à la vapeur suivi d'une étape de séparation par adsorption à variation de pression PSA "Pressure Swing Adsorption" selon la terminologie anglo-saxonne, ou par adsorption par variation de température TSA "Temperature Swing Adsorption" selon la terminologie anglo-saxonne ou par séparation membranaire. Ce flux gazeux riche en hydrogène peut être injecté en tout point de la chaîne située en aval de l'étape de gazéification c) et permet de réduire la taille de l'étape d3) de conversion du monoxyde de carbone à la vapeur.
Dans une variante du procédé selon l'invention, une partie du gaz issu de l'étape d3) de conversion du monoxyde de carbone à la vapeur mais aussi éventuellement en amont ou en aval de ladite étape d3) peut être avantageusement envoyée dans une unité de production d'hydrogène réalisée par tout moyen connu de l'homme du métier, de préférence par adsorption à variation de pression PSA "Pressure Swing Adsorption" selon la terminologie anglo-saxonne, ou par adsorption par variation de température TSA "Temperature Swing Adsorption" selon la terminologie anglo-saxonne ou par séparation membranaire. L'hydrogène produit est avantageusement utilisé dans l'étape f) d'hydrotraitement et/ou d'isomérisation.
Étape d4) d'hydrolyse catalytique des composés COS et HCN
De préférence, l’étape d) comprend une étape d4) d'hydrolyse catalytique des composés COS et HCN de la partie complémentaire issue de l'étape d1).
La partie complémentaire issue de l'étape d1) est soumise à une étape d4) d'hydrolyse catalytique du COS et HCN en H2S et NH3 ce qui permet l’obtention d’un effluent purifié. Cette étape permet l'élimination du COS et HCN qui sont des poisons pour le catalyseur de synthèse Fischer-Tropsch. L'étape d4) d'hydrolyse catalytique de l'oxysulfure de carbone (COS) et du cyanure d'hydrogène (HCN) est selon l'invention avantageusement mise en œuvre en présence d'un catalyseur contenant un composé à base de platine, ou un oxyde d'un élément choisi dans le groupe comprenant le titane, le zirconium, l'aluminium, le chrome, le zinc, ou leur mélange.
De manière préférée, le catalyseur d'hydrolyse est un catalyseur à base d'oxyde de titane. Le catalyseur utilisé peut également contenir au moins des métaux alcalins, alcalino-terreux et/ou des terres rares, issus par exemple de précurseurs tels que la potasse, l'oxyde de zirconium, le carbonate de sodium ou de baryum, le bicarbonate de sodium ou de baryum, le sulfate de calcium, l'acétate de sodium ou de baryum, l'oxalate de sodium ou de baryum. L'étape d'hydrolyse est avantageusement réalisée à une température comprise entre 100 et 400°C, de préférence entre 200 et 350°C.
Avantageusement, l'effluent en sortie de l'unité d'hydrolyse de l'étape d4) contient moins de 25 ppm volume de COS et moins de 5 ppm volume de HCN, de manière préférée moins de 10 ppm volume de COS et moins de 1 ppm volume de HCN, et de manière plus préférée moins de 5 ppm volume de COS et moins de 0,1 ppm volume de HCN.
Dans une variante du procédé selon l'invention, l'effluent issu de l'étape de conversion du monoxyde de carbone à la vapeur d3) est au moins en partie envoyé en mélange avec ladite partie complémentaire vers l'étape d'hydrolyse catalytique du COS et HCN en H2S et NH3 (étape d4). Avantageusement, l'effluent issu de l'étape de conversion du monoxyde de carbone à la vapeur d3) est envoyé en mélange avec ladite partie complémentaire vers l'étape d'hydrolyse catalytique (étape d4) après refroidissement à la température préférentiellement comprise entre 100 et 400°C, de préférence entre 200 et 350°C.
Étape d5) de recombinaison
De préférence, au moins une fraction et de préférence la totalité de l'effluent issus de l’étape d2) d'élimination des composés halogénés et éventuellement issu de l'étape de conversion du monoxyde de carbone à la vapeur d3) est recombinée à l'étape d5) avec au moins une partie de l'effluent issu de l'étape d4) d'hydrolyse catalytique avant d’être envoyés vers l’étape d6) de lavage à l’eau.
Étape d6) de lavage à l'eau de l'effluent recombiné
De préférence, l’étape d) comprend une étape d6) de lavage à l'eau de l'effluent mélangé obtenu à l’issu des étapes d2) et d4). L'étape d6) permet d'éliminer les impuretés telles que NH3 et HCl solubles dans l'eau et particulièrement néfastes à l'opération de l'étape d7) d'élimination des gaz acides.