INPI-France/Brevets-Francais-2024-Chunked huggingface dataset:
Dans un mode de réalisation, l’étape c) de substitution du solvant de synthèse par une solution aqueuse comprend en outre une étape de concentration de la solution de 5-HMF en phase organique par séparation d’une partie du solvant d’extraction préalablement à l’étape iii) de séparation du solvant d’extraction de l’effluent organique intermédiaire. Cette étape de concentration permet de produire un effluent organique intermédiaire concentré comprenant du 5-HMF et du solvant d’extraction, et un flux comprenant majoritairement du solvant d’extraction.
De préférence, le flux comprenant majoritairement du solvant d’extraction est recyclé, en tout ou partie, vers l’étape ii) d’extraction.
De manière préférée, la séparation d’une partie du solvant d’extraction à cette étape de concentration de la solution de 5-HMF en phase organique, préalablement à l’étape iii), est réalisée par vaporisation, par exemple dans une colonne à distiller à pression atmosphérique ou sous vide, dans un évaporateur, ou toute méthode connue de l’homme du métier.
Selon ce mode préféré, la vaporisation du solvant d’extraction est avantageusement réalisée à pression atmosphérique ou sous vide, de préférence à une pression comprise entre 0,01 MPa et 0,1 MPa, préférentiellement sous vide à une pression comprise entre 0,01 MPa et 0,09 MPa, de manière à limiter la température du liquide et donc la dégradation du 5-HMF. De manière préférée, la température du liquide est maintenue inférieure ou égale à 130°C, de manière préférée maintenue inférieure ou égale 100°C, de manière préférée maintenue inférieure ou égale à 70°C. Le niveau de vide à appliquer pour atteindre ces températures étant bien entendu dépendant du solvant de synthèse et plus particulièrement du solvant d’extraction mis en œuvre et du taux de vaporisation du solvant de synthèse.
L’étape de concentration est mise en œuvre avec un taux massique de vaporisation (ou taux d’évaporation), correspondant à la masse de solvant d’extraction vaporisé par rapport à la masse de l’effluent organique intermédiaire issu de l’étape ii) d’au moins 50 %, de préférence d’au moins 60 %, de préférence d’au moins 70 %, de préférence d’au moins 75%, de préférence d’au moins 80%, de préférence d’au moins 85%, de manière préférée d’au moins 90%, et de préférence au maximum de 99%. Avantageusement, le taux de vaporisation est défini en fonction du solvant d’extraction de manière à ne pas dégrader le 5-HMF, mais aussi afin de minimiser la quantité de solvant d’extraction résiduel à séparer à l’étape iii) tout en garantissant l’absence de séparation de phase liquide (c’est-à-dire tout en garantissant à la phase liquide de rester monophasique) lorsque l’effluent organique intermédiaire concentré est mis en contact avec un flux aqueux à l’étape iii) lorsque celle-ci est réalisée par hydrodistillation.
La deuxième section réactionnelle 5 permet de produire du 1,3-butadiène 6 à partir de l’éthanol 3 issue de la première section réactionnelle 2 . Il existe de nombreux procédés dans la littérature permettant d’obtenir du 1,3-butadiène à partir d’éthanol, et notamment le procédé divulgué dans la demande de brevet FR3026100 qui est décrit ici à titre d’exemple.
Avantageusement, la charge d’éthanol utilisé dans l’étape b) du procédé selon l’invention est une charge comprenant au moins 80% poids d’éthanol par rapport au poids total de la charge, préférentiellement au moins 90% poids, et de manière préférée au moins 93% poids. De manière très préférée, ladite charge éthanol répond aux spécifications d’éthanol carburant EN 15376.
Selon un mode de réalisation selon l’invention, l’étape b) du procédé selon l’invention comprend les sous-étapes suivantes :
b1) une étape de conversion de l’éthanol en acétaldéhyde comprenant au moins une section réactionnelle alimentée au moins par une fraction de l’effluent riche en éthanol issu de l’étape b5), opérée à une pression comprise entre 0,1 MPa et 1,0 MPa et à une température comprise entre 200°C et 500°C en présence d’un catalyseur, et une section de séparation permettant de séparer l’effluent de ladite section réactionnelle en au moins un effluent hydrogène sous forme gazeuse et un effluent éthanol/acétaldéhyde sous forme liquide ;
b2) une étape de conversion en butadiène comprenant au moins une section réactionnelle alimentée au moins par une fraction dudit effluent éthanol/acétaldéhyde issu de l’étape b1), par un effluent liquide riche en éthanol issu de l’étape b3), par une fraction de l’effluent riche en acétaldéhyde issu de l’étape b5), opérée en présence d’un catalyseur, à une température comprise entre 300°C et 400°C, et à une pression comprise entre 0,1 MPa et 1,0 MPa, les débits d’alimentation étant réglés de telle sorte que le rapport molaire éthanol/acétaldéhyde en entrée de ladite section réactionnelle est compris entre 1 et 5, et une section de séparation permettant de séparer l’effluent de ladite section réactionnelle en au moins un effluent gazeux et un effluent liquide ;
b3) une étape de traitement de l’hydrogène comprenant au moins une section de compression comprimant ledit effluent hydrogène issu de l'étape b1) à une pression comprise entre 0,1 MPa et 1,0 MPa, et une section de lavage gaz-liquide alimentée à une température comprise entre 15°C et -30°C par une fraction dudit effluent éthanol issu de l’étape b5) et par une fraction dudit effluent éthanol/acétaldéhyde issu de l’étape b1), et alimentée à une température comprise entre 25°C et 60°C par ledit effluent hydrogène comprimé, et produisant au moins un effluent liquide riche en éthanol et un effluent hydrogène purifié ;
b4) une étape d'extraction du butadiène comprenant au moins une section de compression comprimant ledit effluent gazeux issu de l’étape b2) à une pression comprise entre 0,1 MPa et 1,0 MPa, une section de lavage gaz-liquide comprenant une colonne de lavage alimentée en tête à une température comprise entre 20°C et -20°C par un flux éthanol constitué de ladite charge éthanol du procédé et/ou d’une fraction de l’effluent éthanol issu de l’étape b5) et en fond par ledit effluent gazeux issue de l’étape b2) et refroidi, et une section de distillation opérée à une pression comprise entre 0,1 MPa et 1 MPa, alimentée au moins par l’effluent liquide issu de ladite étape b2) et par l’effluent liquide de ladite section de lavage gaz-liquide, ladite étape b4) produisant au moins un effluent sous-produits gazeux, un effluent butadiène brut, et un effluent éthanol / acétaldéhyde / eau;
b4’) une étape de première purification du butadiène comprenant au moins une section de lavage gaz-liquide alimentée en fond par l'effluent butadiène brut issu de b4) et en tête par un flux d'eau pouvant être un flux d’eau d’origine externe audit procédé de production de butadiène et/ou une fraction de l'effluent eau issu de l'étape b5), ladite section de lavage produisant en tête un effluent butadiène pré-purifié et en fond un effluent eau usée ;
b4’’) une étape ultérieure de purification du butadiène, alimentée au moins par ledit effluent butadiène pré-purifié issu de ladite étape b4’), et produisant au moins un effluent butadiène purifié ;
b5) une étape traitement des effluents alimentée au moins par le raffinat eau / éthanol / acétaldéhyde issu de l’étape b5’), et produisant au moins un effluent riche en éthanol, un effluent riche en acétaldéhyde et un effluent riche en eau ;
b5’) une étape d’élimination des impuretés et des huiles brunes, alimentée au moins par l’effluent éthanol/acétaldéhyde/eau issu de l’étape b4), et par l’effluent riche en eau issu de l’étape b5), et produisant au moins un raffinat eau / éthanol / acétaldéhyde, un effluent huiles brunes légères et un effluent huiles brunes lourdes ;
b6) une étape de lavage à l’eau, alimentée par l'effluent sous-produits gazeux issu de l'étape b4), ainsi que par une fraction de l’effluent riche en eau issu de ladite étape b5) et produisant au moins un effluent eau alcoolisée.
Les étapes b1) à b6) sont décrites en détail ci-après.
Étape b1) de conversion de l’éthanol en acétaldéhyde
Conformément à un mode de réalisation selon l’invention, une étape b1) de conversion de l’éthanol en acétaldéhyde comprend au moins une section réactionnelle alimentée au moins par une fraction de l’effluent riche en éthanol issu de l’étape b5), ladite fraction constituant de préférence au moins 10% du débit dudit effluent riche en éthanol issu de l’étape b5), et optionnellement avantageusement alimentée par au moins une fraction de ladite charge éthanol, et une section de séparation permettant de séparer l’effluent de ladite section réactionnelle en au moins un effluent hydrogène sous forme gazeuse et un effluent éthanol/acétaldéhyde sous forme liquide.
Ladite section réactionnelle permet de convertir l’éthanol en acétaldéhyde en présence d’un catalyseur consistant de préférence en un mélange d’oxyde de chrome et d’oxyde de cuivre, ou de tout autre catalyseur adapté. Ces catalyseurs sont bien connus de l’Homme du métier.
Avantageusement, le solvant de synthèse représente entre 30 et 95 % poids de l’effluent de synthèse mis en contact à l’étape i), de préférence entre 40 et 90 % poids, de préférence entre 50 et 90 % poids, de manière préférée entre 55 et 85 % poids.
Avantageusement, l’étape i) est réalisée à une température comprise entre 0 et 80°C, de préférence entre 10°C et 40°C et généralement à température ambiante, c’est-à-dire entre 15°C et 35°C.
Avantageusement, le mélange aqueux obtenu à l’issue de l’étape i) contient entre 10 % et 90 % poids d’eau, de préférence entre 20 et 80 % poids d’eau, de préférence entre 40 et 75 % poids d’eau.
Dans plusieurs modes de réalisation, le flux liquide comprenant au moins 80% en poids d’eau peut être issu d’un ou plusieurs flux du procédé tels que : le contre-extrait aqueux de l’étape de contre lavage, les condensats produits à l’étape de déshydratation b), l’eau extraite à l’étape a), l’eau produite à l’étape de régénération du solvant de synthèse, ou tout autre flux liquide comprenant au moins 80% poids d’eau, préférentiellement au moins 90% poids d’eau, encore plus préférentiellement au moins 95% poids d’eau.
Dans un mode de réalisation, l’étape c) de substitution du solvant de synthèse par une solution aqueuse comprend en outre une étape de séparation liquide-solide du mélange aqueux obtenu à la suite de l’étape i) préalablement à l’étape ii) d’extraction liquide/liquide.
Une partie des humines éventuellement présentes initialement dans l’effluent de synthèse peuvent précipiter. Le mélange aqueux obtenu à l’étape i) peut alors être avantageusement soumis à une étape de séparation liquide-solide, de manière à obtenir un liquide séparé de particules solides en suspension et un résidu solide comprenant des humines et qui est de préférence éliminé du procédé. Une telle étape de séparation liquide-solide permet ainsi d’éliminer les humines qui ont précipité. Cette étape de séparation liquide-solide est réalisée de préférence à une température comprise entre 0 et 60°C, de préférence entre 10°C et 40°C et généralement à température ambiante (c’est-à-dire entre 15°C et 35°C). L’étape de séparation liquide-solide peut-être réalisée par toute méthode connue de l’homme du métier, par exemple avec un filtre-presse, un filtre à bande, un filtre à tambour, un filtre à bougie un clarificateur, un décanteur, une centrifugeuse ou toute combinaison de ces techniques. Avantageusement, l’étape de séparation liquide-solide est une filtration, de préférence réalisée par un filtre-presse.
Etape ii) d’extraction liquide/liquide
Dans un mode de réalisation, l’étape c) de substitution du solvant de synthèse par une solution aqueuse comprend une étape ii) d’extraction liquide/liquide du mélange aqueux obtenu à l’étape i) réalisée en présence d’un solvant d’extraction pour obtenir au moins un effluent aqueux comprenant du solvant de synthèse, et un effluent organique intermédiaire comprenant 5-HMF et du solvant d’extraction ;
L’extraction liquide/liquide réalisée à l’étape ii) correspond avantageusement à un lavage du mélange aqueux obtenu à l’étape i) par un solvant d’extraction organique. De préférence, l’extraction liquide/liquide réalisée à l’étape ii) est une extraction à contre-courant du mélange aqueux obtenu à l’étape i) par un solvant d’extraction. L’extraction peut être réalisée par exemple dans une batterie de mélangeurs-décanteurs, dans une colonne remplie de garnissage vrac ou structuré, dans une colonne pulsée, ou bien encore dans une colonne agitée.
L’étape ii) d’extraction liquide/liquide est avantageusement réalisée à une température comprise entre 0 et 80°C, de préférence entre 5°C et 60°C, de préférence entre 10°C et 40°C et généralement à température ambiante (c’est-à-dire entre 15°C et 35°C).
La proportion pondérale (poids/poids) de solvant d’extraction par rapport au mélange aqueux est de préférence de 0,2 à 5, de préférence comprise entre 1 et 3, de préférence entre 1,5 et 2,5.
De manière non limitative, le solvant d’extraction est de préférence choisi parmi des solvants organiques chlorés, des éthers, des esters, des cétones, des aldéhydes, et des composés aromatiques. De préférence le solvant d’extraction est un solvant chloré ayant entre 1 et 10 atomes de carbone, noté ci-après en « C1-C10 », un éther ayant entre 2 et 10 atomes de carbone (C2-C10), un ester ayant entre 4 et 10 atomes de carbone (C4-C10), une cétone ayant entre 3 et 10 atomes de carbone (C3-C10), un aldéhyde entre 1 et 10 atomes de carbone (C1-C10), un composé aromatique C4-C10. De manière préférée, le solvant d’extraction est choisi parmi le dichlorométhane, le diethyléther, le diisopropyléther, la méthyléthylcétone, le methylisopropylcétone, le methylisobutylcétone, le thiophène, l’anisole et le toluène, seuls ou en mélange. De manière très préférée, le solvant d’extraction est le methylisobutylcétone (MIBC ou MIBK selon la terminologie anglaise).
Avantageusement, le solvant d’extraction est choisi de manière à :
- avoir une très forte différence de volatilité avec le 5-HMF de manière à faciliter sa séparation à l’étape iii) séparation du solvant d’extraction de l’effluent organique intermédiaire et limiter la dégradation du 5-HMF, c’est-à-dire de manière à présenter à l’étape iii) un taux de vaporisation permettant de ne pas dégrader le 5-HMF et de minimiser la quantité de solvant d’extraction résiduel,
- former avantageusement à l’étape iii) un azéotrope hétérogène avec l’eau, de préférence riche en solvant d’extraction, c’est-à-dire à plus de 50 % poids de solvant d’extraction, de préférence à plus 60 % poids de solvant d’extraction et de manière préférée à plus de 70 % poids de solvant d’extraction. Avantageusement, ledit azéotrope du mélange eau/solvant d’extraction a une température d’ébullition significativement inférieure à celle de l’eau, de préférence inférieure d’au moins 5°C à la température d’ébullition de l’eau, de préférence inférieure d’au moins 8°C à la température d’ébullition de l’eau et de manière préférée inférieure d’au moins 10°C à la température d’ébullition de l’eau.
L’effluent organique intermédiaire peut contenir du solvant de synthèse. De préférence, ledit effluent organique intermédiaire contient de préférence du 5-HMF et du solvant de synthèse dans un rapport pondéral, 5-HMF/(solvant de synthèse+5-HMF), compris entre 50/50 et 99/01, de préférence compris entre 50/50 et 95/05, de préférence compris entre 55/45 et 90/10, plus préférentiellement compris entre 60/40 et 85/15 et de manière préférée compris entre 65/35 et 80/20.
Chacun dudit au moins un premier système d’injection peut comprendre au moins un micro-injecteur configuré pour projeter dans la chambre de prémélange un micro-jet d’hydrogène par injection à travers ledit au moins un premier orifice.
Ledit au moins un premier orifice doit déboucher dans la chambre de prémélange suivant le premier axe, en aval des moyens primaires d’amenée d’air et idéalement proche de celui-ci. Cette configuration permet d’améliorer l’efficacité du mélange d’hydrogène et d’air.
La chambre de prémélange peut avantageusement être délimitée extérieurement par une paroi cylindrique dans laquelle est formé ledit au moins un premier orifice.
Chacun dudit au moins un premier orifice peut présenter un diamètre compris entre 0,2 mm et 3 mm.
Chacun dudit au moins un deuxième système d’injection peut comprendre au moins un micro-injecteur configuré pour projeter des micro-jets d’hydrogène à travers ledit au moins un deuxième orifice et dans la chambre de combustion.
Chacun dudit au moins un deuxième orifice peut présenter un diamètre compris entre 0,2 mm et 3 mm.
Avantageusement, les moyens primaires d’amenée d’air peuvent être configurés pour alimenter la chambre de prémélange en air tourbillonnaire, couramment désigné sous le terme « swirl » en langue anglaise. Cette caractéristique permet d’améliorer la maîtrise de l’aérodynamique dans la chambre de prémélange, et de favoriser un mélange rapide et sensiblement homogène de l’air et de l’hydrogène dans la chambre de prémélange.
Avantageusement, le premier système d’injection peut comprendre des moyens secondaires d’amenée d’air débouchant dans la chambre de prémélange en aval dudit au moins un premier orifice, de préférence à une extrémité aval de la chambre de prémélange. Ces moyens d’amenée d’air permettent avantageusement de limiter le risque de remontée de flamme dans la chambre de prémélange.
Les moyens secondaires d’amenée d’air peuvent comprendre au moins un troisième orifice débouchant dans la chambre de prémélange en aval dudit au moins un premier orifice, de préférence à une extrémité aval de la chambre de prémélange.
Ledit au moins un troisième orifice peut être orienté radialement vers l’intérieur et vers l’aval selon le premier axe.
Le premier système d’injection peut avantageusement comprendre au moins une rangée annulaire de troisièmes orifices, par exemple une rangée annulaire de troisièmes orifices. Chaque rangée annulaire de troisièmes orifices peut par exemple comprendre deux troisièmes orifices, de préférence aménagés de manière diamétralement opposés par rapport à la chambre de prémélange. Les deux troisièmes orifices peuvent par exemple être aménagés respectivement radialement à l’intérieur et radialement à l’extérieur de la chambre de prémélange par rapport à un axe longitudinal de la chambre de combustion.
Chacun dudit au moins un troisième orifice peut présenter un diamètre compris entre 0,05 mm et 3 mm.
En outre, la chambre de combustion peut être annulaire ou tubulaire.
La chambre de combustion peut comprendre une paroi annulaire de fond de chambre d’axe se confondant avec l’axe longitudinal ou un ensemble de chambres tubulaires, de direction non nécessairement parallèles, se distribuant autour de l’axe longitudinal.
Ledit au moins un premier système d’injection peut déboucher dans la chambre de combustion à une même position longitudinale que ledit au moins un deuxième système d’injection selon l’axe longitudinal.
Ledit au moins un deuxième système d’injection peut être aménagé radialement à l’intérieur ou radialement à l’extérieur dudit au moins un premier système d’injection selon le premier axe.
Liste des figures La montre une représentation schématique du procédé et de l’installation selon la présente invention permettant de produire de l’acide adipique à partir de la biomasse, de préférence lignocellulosique.
La présente invention peut se définir comme un procédé comprenant un enchaînement d’étapes réactionnelles permettant de produire de l’acide adipique à partir de biomasse, de préférence de biomasse lignocellulosique, et encore plus préférentiellement de biomasse lignocellulosique dite de seconde génération (2G). Plus particulièrement, la présente invention concerne un procédé de conversion de biomasse en acide adipique comprenant successivement :
b) une étape de conversion de l’éthanol obtenu à l’issue de l’étape a) pour du 1,3-butadiène ;
c) une étape de synthèse d’acide adipique à partir du 1,3-butadiène obtenu à l’issue de l’étape b) et du CO 2 obtenu à l’issue de l’étape a).
- une première section réactionnelle 2 permettant de produire de l’éthanol 3 et du CO 2 4 à partir de la biomasse 1 , de préférence de la biomasse lignocellulosique ;
- une deuxième section réactionnelle 5 de conversion de l’éthanol 3 en 1,3-butadiène 6 et en hydrogène 9 ; et
- une troisième section réactionnelle 7 permettant de produire de l’acide adipique 8 à partir du 1,3-butadiène 6, de l’hydrogène 9 et du CO 2 4 .
La première section réactionnelle 2 permet de produire de l’éthanol 3 et du CO 2 4 à partir de la biomasse 1 .
Il est proposé, selon un autre aspect du présent exposé, un procédé de fabrication d’un système propulsif, le système propulsif comprenant : un arbre d’entraînement ; une turbine d’entraînement comprenant un stator de turbine d’entraînement et un rotor de turbine d’entraînement, le rotor de turbine d’entraînement étant relié à l’arbre d’entraînement pour l’entraîner en rotation par rapport au stator de turbine d’entraînement autour d’un axe longitudinal, le rotor de turbine d’entraînement comprenant un disque de turbine et une pluralité d’aubes de turbine ; une section de soufflante comprenant un rotor de soufflante et un stator de soufflante, l’arbre d’entraînement étant relié au rotor de soufflante pour l’entraîner en rotation par rapport au stator de soufflante autour de l’axe longitudinal ; dans lequel le disque de turbine est centré sur l’axe longitudinal et présente : une surface interne délimitant un alésage circulaire traversant le disque de turbine et centré sur l’axe longitudinal ; une surface externe délimitant une pluralité d’alvéoles réparties autour de l’axe longitudinal, au moins une aube de turbine de la pluralité d’aubes de turbine comprenant un pied fixé au disque de turbine dans une alvéole respective de la pluralité d’alvéoles ; un rayon d’alésage qui est défini comme une plus petite distance entre l’axe longitudinal et la surface interne du disque de turbine ; et un rayon de jante qui est défini comme une plus petite distance entre l’axe longitudinal et la surface externe du disque de turbine ; dans lequel l’arbre d’entraînement présente une vitesse limite qui est définie comme une plus grande vitesse à laquelle l’arbre d’entraînement est susceptible d’être entraîné en rotation autour de l’axe longitudinal lors du fonctionnement du système propulsif ; le procédé comprenant un dimensionnement du disque de turbine mis en œuvre de sorte à ce que le rayon d’alésage , le rayon de jante et la vitesse limite soient tels que : avec : où : est exprimée en radians par seconde ; vaut m -1 .s ; vaut ; et sont exprimés en mètres ; et est exprimée en mètres par seconde ; dans lequel le rapport est strictement positif et strictement inférieur à 1 ; dans lequel le rayon d’alésage est compris dans une gamme allant de 0,01 à 0,5 mètre inclus, le rayon de jante est compris dans une gamme allant de 0,01 à 0,5 mètre inclus, la vitesse limite est comprise dans une gamme allant de 209 radians par seconde à 3142 radians par seconde inclus et est comprise dans une gamme allant de 100 à 500 m.s -1 inclus.
Selon un mode de mise en œuvre, le dimensionnement du disque de turbine est mis en œuvre de sorte à ce que le rayon d’alésage , le rayon de jante et la vitesse limite soient tels que : où : vaut m -1 .s ; vaut ; et sont exprimés en mètres ; et est exprimée en mètres par seconde.
Selon un mode de mise en œuvre, la surface interne du disque de turbine présente un bord amont et un bord aval et le disque de turbine présente en outre une largeur d’alésage qui est définie comme une distance axiale entre le bord amont et le bord aval de la surface interne ; et dans lequel le dimensionnement du disque de turbine est en outre mis en œuvre de sorte à ce que la largeur d’alésage , le rayon de jante et la vitesse limite soient tels que : où : vaut s 2 .m -2 ; vaut ; et sont exprimés en mètres ; et est exprimée en mètres par seconde ; dans lequel le rapport est strictement positif ; dans lequel la largeur d’alésage est comprise dans une gamme allant de 0,005 à 0,1 mètre inclus.