INPI-France/Brevets-Francais-2024-Chunked huggingface dataset:
Un autre flux de chauffage est avantageusement constitué d'un effluent gazeux riche en hydrogène provenant de l'appoint en hydrogène et/ou de l'effluent gazeux issu de l'étape c) de séparation. Au moins une partie de cet effluent gazeux riche en hydrogène provenant de l'appoint en hydrogène et/ou de l'effluent gazeux issu de l'étape c) de séparation est avantageusement injecté éventuellement en mélange avec au moins une partie de l'effluent liquide issu de l'étape b) ou séparément, en amont de l'étape a).
Ladite étape a) d’hydrogénation permet d’obtenir un effluent hydrogéné, c’est-à-dire un effluent à teneur réduite en oléfines, en particulier en dioléfines, et en métaux, en particulier en silicium, et en halogènes, en particulier en chlore. L’étape a) d’hydrogénation permet généralement de convertir au moins 40 %, et de préférence au moins 60 % des dioléfines ainsi qu’au moins 40 %, et de préférence au moins 60 % des oléfines contenues dans la charge initiale. La chaleur dégagée par la saturation des doubles liaisons permet d'élever la température du milieu réactionnel et d'amorcer les réactions d’hydrotraitement, notamment l’élimination, au moins en partie, d’autres contaminants, comme par exemple le silicium et le chlore ou encore l’azote. De préférence, au moins 50%, et plus préférentiellement au moins 75% du chlore et du silicium de la charge initiale sont respectivement éliminés lors de l’étape a). Généralement, la teneur en silicium est inférieure à 10 ppm poids. L’effluent obtenu à l’issue de l’étape a) d’hydrogénation est envoyé, de préférence directement, vers l’étape b) de séparation à chaud.
(b) Etape de séparation à chaud Selon l’invention, le procédé de traitement comprend une étape b) de séparation, alimentée par l’effluent issu de l’étape a), ladite étape étant opérée à une température supérieure à la température de précipitation des halogénures d’ammonium et à une pression sensiblement identique à la pression de l’étape a) pour obtenir au moins un premier effluent gazeux, et un effluent liquide dont une partie est de préférence recyclée en amont de l’étape a).
La température élevée de cette étape b) de séparation évite la précipitation de sels d’halogénures d’ammonium qui se forment par réaction entre les ions d’halogénures et les ions ammonium afin de récupérer un effluent gazeux contenant la majorité des halogénures sous formes de halogénures d’hydrogène (HCl) et l’ammoniac gazeux, et un effluent liquide contenant très peu d’halogénures et d’ammoniac.
Par « température de précipitation » des halogénures d’ammonium, on entend la température (dans les conditions données, telle que la concentration et la pression) à laquelle précipitent l’ammoniac gazeux et les halogénures d’hydrogène, soit en réagissant pour former des cristaux solides d’halogénures d’ammonium, soit en se dissolvant dans de l’eau. La température de précipitation dépend des concentrations d’halogénures et de la pression selon les principes thermodynamiques. La température de précipitation des halogénures d’ammonium se situent généralement entre 150 et 300°C, souvent entre 180 et 295°C, et particulièrement entre 200° et 290°C, dans les conditions d’utilisation du présent procédé.
La température à laquelle la séparation de l’étape b) est effectuée doit être supérieure à la température de précipitation des halogénures d’ammonium afin de récupérer un effluent gazeux contenant la majorité des halogénures sous formes de halogénures d’hydrogène (HCl) et l’ammoniac gazeux, et un effluent liquide contenant très peu d’halogénures et d’ammoniac. La température à laquelle la séparation de l’étape b) est effectuée est généralement comprise entre 200 et 450°C, de préférence comprise entre 220 et 330°C, et de manière particulièrement préférée comprise entre 240 et 300°C.
On entend par « pression sensiblement égale la pression de l’étape a) » la pression de l’étape a) avec une différence de pression comprise entre 0 et 1 MPa, de préférence comprise entre 0,005 et 0,3 Mpa, et de manière particulièrement préférée comprise entre 0,01 et 0,3 Mpa par rapport à la pression de l’étape a). De préférence, la pression de l’étape b) est la pression de l’étape a) diminuée des pertes de charges.
L’étape b) de séparation peut avantageusement être mise en œuvre par toute méthode connue de l’homme du métier telle que par exemple la combinaison d’un ou plusieurs séparateur(s) (ballon(s)), et/ou une ou plusieurs colonne(s) de stripage, ce ou ces séparateur(s) (ballon(s)) et/ou colonnes pouvant optionnellement être alimenté(s) par un gaz de stripage, par exemple un flux de gaz riche en hydrogène. De préférence, l’étape b) est mise en œuvre avec un seul séparateur (ballon).
La séparation gaz/liquide a une efficacité correspondant à la solubilité et à la loi de Henry. Cela signifie qu’une quantité d’équilibre d’halogénures sous formes d’halogénures d’hydrogène restera dans l’effluent liquide obtenu dans l’étape b). Ces halogénures seront libérés dans l’effluent gazeux lors de l’étape c) de séparation à froid puis évacués par dissolution dans l’effluent aqueux.
Un avantage d’un agencement du type de celui décrit ci-dessus réside dans le fait qu’il ne requiert pas de pièce supplémentaire, des tubes de renfort déjà présents dans une enceinte pouvant être utilisés pour le maintien d’au moins un câble de connexion électrique et/ou d’au moins un tuyau de connexion hydraulique. Il en résulte un coût réduit d’un tel agencement.
Un avantage d’un agencement du type de celui décrit ci-dessus réside dans le fait qu’il permet de maintenir un câble de connexion électrique et/ou un tuyau de connexion hydraulique sur une longue distance, par exemple d’au moins 300 mm.
Un avantage d’un agencement du type de celui décrit ci-dessus réside dans le fait que l’au moins un câble de connexion électrique et/ou l’au moins un tuyau de connexion hydraulique est protégé dans l’au moins un élément tubulaire creux, contrairement à des câbles et tuyaux fixés en sous caisse. L’au moins un câble de connexion électrique et/ou l’au moins un tuyau de connexion hydraulique n’est pas exposé, ni au-dessus ni au-dessous de l’enceinte 3. Il en résulte que cela permet d’éviter toute usure des câbles et/ou des tuyaux. Des câbles dépourvus de gaine peuvent ainsi être prévus dans l’agencement 1.
Un avantage d’un agencement du type de celui décrit ci-dessus réside dans le fait qu’il permet de cacher des câbles et/ou des tuyaux. Il en résulte une qualité perçue élevée d’un véhicule comprenant un tel agencement. Les câbles et/ou tuyaux ne sont pas visibles dans l’habitacle.
Un avantage d’un agencement du type de celui décrit ci-dessus réside dans le fait qu’il permet d’obtenir une surface externe d’une paroi inférieure 33 et/ou une surface externe d’une paroi supérieure 23 de l’enceinte 3 qui n’est en contact avec aucun câble et aucun tuyau.
Un avantage d’un agencement du type de celui décrit ci-dessus réside dans le fait qu’il permet d’éviter de contraindre les isolants intérieurs et/ou les moquettes d’un véhicule, en évitant la création de bosses par les câbles et/ou les tuyaux et surtout par leurs dispositifs d’attache ou fixations habituellement utilisés. Les câbles 10 et/ou tuyaux 10 peuvent être acheminés directement à l’endroit voulu en passant par les éléments tubulaires creux 5 de l’enceinte 3, ce qui évite qu’ils encombrent l’habitacle à côté de l’enceinte 3.
Un avantage d’un agencement du type de celui décrit ci-dessus réside dans le fait qu’il permet de maintenir au moins un câble de connexion électrique et/ou au moins un tuyau de connexion hydraulique tout en présentant une masse réduite, aucun dispositif d’attache supplémentaire n’étant requis pour le maintien d’au moins un câble de connexion électrique et/ou d’au moins un tuyau de connexion hydraulique.
Un avantage d’un agencement du type de celui décrit ci-dessus réside dans un encombrement réduit d’un tel agencement.
Un avantage d’un agencement du type de celui décrit ci-dessus réside dans le fait que les dimensions de l’enceinte 3 peuvent être maximisées, grâce au gain de place conféré par le passage des câbles et/ou des tuyaux à travers l’enceinte 3 et non pas à l’extérieur de l’enceinte 3.
Un avantage d’un agencement du type de celui décrit ci-dessus réside dans le fait que la longueur des câbles et/ou des tuyaux peut être minimisée. Ceci permet notamment d’éviter tout déplacement des câbles et/ou tuyaux dans les éléments tubulaires creux selon la direction principale d’élongation des éléments tubulaires creux.
Un avantage d’un agencement du type de celui décrit ci-dessus réside dans le fait que les câbles et/ou les tuyaux peuvent être logés dans les éléments tubulaires creux 5 de l’enceinte 3 avant le montage de l’agencement 1 dans un véhicule.
Selon une variante, l’agencement 1 peut comprendre au moins un centreur disposé à au moins un emplacement à l’intérieur de l’au moins un élément tubulaire creux 5. Un tel centreur est destiné à centrer un câble 10 de connexion électrique et/ou un tuyau 10 de connexion hydraulique dans l’élément tubulaire creux 5. Ceci permet d’éviter tout contact entre le câble 10 et/ou le tuyau 10 et l’enceinte 3. Ceci permet d’éviter tout déplacement du câble et/ou du tuyau.
L’au moins un centreur peut présenter une forme de rondelle ou de soucoupe ou de cylindre.
L’au moins un centreur est par exemple en plastique ou en caoutchouc.
L’agencement 1 peut comprendre plusieurs centreurs disposés à différents emplacements à l’intérieur de l’au moins un élément tubulaire creux 5. Plusieurs centreurs peuvent par exemple être agencés tous les 20 cm le long de la direction principale d’élongation de l’au moins un élément tubulaire creux 5.
Un mode d’exécution d’un procédé de montage d’un agencement 1 est décrit ci-après.
Dans un mode de réalisation spécifique, la teneur en agent structurant dans la composition de liant clair de l’invention va de 25% à 90% en masse, par rapport à la masse totale de la composition, de préférence de 30% à 80% en masse, plus préférentiellement de 35% à 75% en masse.
Les dopes d’adhésivité Pour améliorer l'affinité réciproque entre le liant et les granulats et en assurer la pérennité, des dopes d'adhésivité peuvent également être utilisés. II s'agit par exemple de composés tensioactifs azotés dérivés des acides gras (amines, polyamines, alkyl-polymanne, etc ...).
Avantageusement, une partie de l’effluent liquide issu de l’étape b) est recyclée en amont de l’étape a).
Le mélange de la charge et une partie de l’effluent liquide (recycle chaud) en amont de l’étape a) permet d’une part de diluer les impuretés dans la charge et d’autre part de contrôler la température dans l’étape a) dans laquelle des réactions fortement exothermiques (notamment les réactions d’hydrogénation des oléfines et des dioléfines) se produisent. Le mélange de la charge et une partie de l’effluent liquide (recycle chaud) en amont de l’étape a) permet également un chauffage indirect de la charge, par simple mélange de la charge « froide » avec le recycle chaud.
La quantité d’effluent liquide issu de l’étape b) recyclé est ajustée de sorte que le rapport pondéral entre le flux de recycle de l’étape b) et la charge comprenant une huile de pyrolyse, c’est-à-dire la charge à traiter alimentant le procédé global, est inférieur ou égal à 10, de préférence inférieur ou égal à 7, et préférentiellement supérieur ou égal à 0,001, de préférence supérieur ou égal à 0,01, et de manière préférée supérieur ou égal à 0,1. De manière préférée, la quantité d’effluent liquide issu de l’étape b) recyclé est ajustée de sorte que le rapport pondéral entre le flux de recycle et la charge comprenant une huile de pyrolyse est compris entre 0,01 et 10, de préférence compris entre 0,1 et 7, et de manière particulièrement préférée compris entre 0,2 et 5. Ce taux de recycle permet de contrôler la montée de la température dans l’étape a). En effet, lorsque le taux de recycle est élevé, le taux de dilution de la charge est élevé, et la montée de température en début de section réactionnelle de l’étape a), notamment due aux réactions d’hydrogénation des dioléfines, est ainsi contrôlable par l’effet de dilution.
Selon une variante préférée, au moins une partie de l’effluent liquide issu de l’étape b) peut avantageusement être soit refroidi, soit pré-chauffé, si nécessaire, soit gardé à la même température qu’en sortie de l’étape b) de séparation, avant d’être de préférence recyclé en amont de l’étape a) d’hydrogénation, selon la température et le débit de charge et d’hydrogène, de manière à ce que la température du flux entrant, comprenant ladite charge de préférence en mélange avec au moins une partie dudit effluent liquide issu de l’étape b) et d'un gaz riche en hydrogène, soit comprise entre 140 et 400°C, de préférence entre 220 et 350°C, et de manière particulièrement préférée entre 260 et 330°C.
La séparation à haute pression et haute température permet d’une part de maximiser la récupération d’énergie par le recycle à chaud d’une partie de l’effluent liquide. En effet, l’énergie pour atteindre la température d’entrée nécessaire dans l’étape a) est au moins en partie apportée par la chaleur d’une partie de l’effluent liquide issu de l’étape b) et permet également de diminuer voire éliminer un éventuel préchauffage par chauffage direct de la charge au-delà d’une température supérieure à 200°C pour éviter la formation de gommes. De plus, le fait de recycler de préférence au moins une partie de l’effluent liquide à haute pression permet d’économiser de l’énergie pour sa pressurisation dans l’étape a).
La séparation à haute pression et haute température permet d’autre part de minimiser la quantité de fraction légère (coupe naphta) contenue dans l’effluent liquide. A cette température, la quasi-totalité de la fraction légère de l’effluent (naphta) part en effluent gazeux vers l’étape c) de séparation à froid/lavage tandis qu’en phase liquide on a majoritairement la fraction lourde de la charge (coupe distillats moyens). Lors d’un recyclage d’une partie de l’effluent liquide vers l’étape a) on favorise la ppH2 dans l’étape a) car la fraction légère (naphta) pourrait se vaporiser en partie et baisser la ppH2 si elle n’était pas au moins en partie éliminée lors de la séparation à haute pression et haute température. L’élimination de la fraction légère comprenant le naphta peut optionnellement être accrue par une légère détente en amont d’au moins un séparateur mis en œuvre dans l’étape b) même si cette mise en œuvre n’est pas préférée du fait de la perte énergétique liée à la détente. Une autre option pour accroitre l’élimination de la fraction légère comprenant le naphta peut consister à réaliser un stripage, par exemple en injectant un gaz riche en hydrogène dans l’étape b).
(c) Etape de séparation à froid et lavage Selon l’invention, le procédé de traitement comprend une étape c) de séparation, alimentée par le premier effluent gazeux et éventuellement au moins une partie de l’effluent liquide issu de l’étape b) et une solution aqueuse, ladite étape étant opérée à une température inférieure à la température de précipitation des halogénures d’ammonium, et à une pression sensiblement identique ou inférieure à la pression de l’étape b), pour obtenir au moins un deuxième effluent gazeux, un effluent aqueux et un effluent hydrocarboné.
La séparation de l’étape c) à une température inférieure à la température de précipitation des halogénures d’ammonium du mélange effluent gazeux et éventuellement au moins une partie de l’effluent liquide issue de l’étape b) fait précipiter les sels d’halogénures d’ammonium qui se forment par réaction entre les ions d’halogénures et les ions ammonium contenus notamment dans l’effluent gazeux.
L’étape c) de séparation à froid est alimentée par l’effluent gazeux seul issu de l’étape b) ou par le mélange effluent gazeux et au moins une partie de l’effluent liquide issus de l’étape b). De préférence, l’étape c) de séparation à froid est alimentée par le mélange effluent gazeux et au moins une partie de l’effluent liquide. Selon une variante particulièrement préférée, l’étape c) de séparation à froid est alimentée par le mélange effluent gazeux et la totalité de l’effluent liquide. Le fait d’effectuer l’étape c) de séparation à froid sur le mélange effluent gazeux et effluent liquide présente l’avantage d’extraire non seulement les contaminants de l’effluent gazeux, mais également les halogénures d’hydrogène (HCl) dissous dans l’effluent liquide. En effet, les halogénures d’hydrogène dissous dans l’effluent liquide issu de l’étape b) sont libérés et forment également des halogénures d’ammonium avec l’ammoniac présent dans l’effluent gazeux.
Le lavage par une solution aqueuse de cette étape c) permet de dissoudre ces sels dans l’effluent aqueux. On obtient ainsi un effluent hydrocarboné débarrassé des halogénures, un effluent gazeux débarrassé des halogénures et un effluent aqueux dans lequel les sels d’halogénures d’ammonium sont dissous.
La température à laquelle la séparation de l’étape c) est effectuée doit être inférieure à la température de précipitation des halogénures d’ammonium afin de faire précipiter les sels d’halogénures d’ammonium. La température à laquelle la séparation de l’étape c) est effectuée est supérieure ou égale à 20°C et inférieure à 200°C, de préférence comprise entre 25 et 120°C, et de manière particulièrement préférée comprise entre 30 et 70°C.
On entend par « pression sensiblement égale la pression de l’étape b) » la pression de l’étape b) avec une différence de pression comprise entre 0 et 1 MPa, de préférence comprise entre 0,005 et 0,3 Mpa, et de manière particulièrement préférée comprise entre 0,01 et 0,3 Mpa par rapport à la pression de l’étape b). De préférence, la pression de l’étape c) est la pression de l’étape b) diminuée des pertes de charges. Le fait d’opérer au moins une partie de l’étape c) de séparation à une pression sensiblement identique à la pression opératoire de l’étape b) facilite par ailleurs le recyclage d’hydrogène contenu dans l’effluent gazeux.
L’étape de séparation c) peut aussi être effectuée à une pression inférieure à la pression de l’étape b).
L’étape de séparation c) peut aussi comprendre une (première) étape de séparation à une pression sensiblement égale à la pression opératoire de l’étape b), suivie d’au moins une autre étape de séparation opérée à une température identique ou inférieure et à une pression inférieure à chaque étape de séparation de l’étape c) précédente.
L’étape c) de séparation peut avantageusement être mise en œuvre par toute méthode connue de l’homme du métier telle que par exemple la combinaison d’un ou plusieurs séparateur(s) (ballon(s)), et/ou une ou plusieurs colonne(s) de stripage, ce ou ces séparateur(s) (ballon(s)) et/ou colonnes pouvant optionnellement être alimenté(s) par un gaz de stripage, par exemple un flux de gaz riche en hydrogène. De préférence, l’étape c) est mise en œuvre avec un seul séparateur (ballon).
L’étape de séparation c) est de préférence mise en œuvre dans au moins un ballon séparateur dit haute pression ou moyenne pression à basse température, aussi connue de l’homme du métier sous le nom CHPS (pour « Cold High Pressure Separator » selon la terminologie anglo-saxonne). Ainsi, cette étape c) met en œuvre de préférence un séparateur dit « froid à haute pression », la pression étant sensiblement égale à la pression opératoire de l’étape b).
Cependant, certains auteurs ont proposé également une JTM à faible barrière énergétique comme générateur de nombres aléatoires vrais (TRNG). Le taux de passage d'un état à un autre de la JTM ou le temps d’immobilisation est exprimé par l’équation suivante : , avec une constante de temps prédéterminée.
Un p-bit est une entité généralement composée d'une JTM oscillant en continu et d'un comparateur. Cependant, dans cette approche, la comparaison reste difficile en regard de la faible variation du signal observée à la sortie. En effet, la tension de référence utilisée pour la comparaison doit suivre la tension de polarisation du p-bit dans l'architecture traditionnelle, puisque le fonctionnement du p-bit impose de faire varier le courant de polarisation à travers la JTM. Cela affecte le point de fonctionnement du circuit de lecture, ce qui affecte sa fiabilité. En effet, le courant de lecture traversant la JTM est le même que le courant d'amplification de l'amplificateur de lecture.
Il existe donc un besoin pour un circuit de lecture de l’état d’un composant résistif qui soit plus fiable tout en étant simple à contrôler.
A cet effet, la présente description a pour objet un circuit de lecture à amplification différentielle comprenant : un composant résistif ayant des états distincts correspondant à des valeurs de résistance différentes du composant résistif, un bloc de lecture de l’état du composant résistif par comparaison de la valeur de résistance du composant résistif à la valeur de résistance d’un composant de référence, le bloc de lecture étant parcouru par un courant de lecture, et un bloc de contrôle propre à amplifier de manière différentielle le courant appliqué au composant résistif et au composant de référence, indépendamment du courant de lecture.
Suivant des modes de réalisation particuliers, le circuit comprend une ou plusieurs des caractéristiques suivantes, prise(s) isolément ou suivant toutes les combinaisons techniquement possibles
- le circuit de lecture est un générateur de bits aléatoires variables, le composant résistif ayant deux états distincts correspondant à des valeurs de résistance différentes du composant résistif, la probabilité du composant résistif d’être dans chacun des états dépendant de l’énergie appliquée au composant résistif, le bloc de contrôle étant propre à contrôler la probabilité du composant résistif d’être dans chacun des états par contrôle de l’énergie appliquée au composant résistif ;
- la valeur de résistance du composant de référence est sensiblement égale à la moitié de la somme des deux valeurs de résistance des deux états du composant résistif ;
- le bloc de lecture présente deux modes de fonctionnement parmi un mode de réinitialisation au cours duquel le bloc de lecture est réinitialisé et un mode de lecture au cours duquel l’état de résistance du composant résistif est lu par le bloc de lecture, le bloc de lecture comprenant : une unité de commutation propre à commuter le bloc de lecture entre les deux modes de fonctionnement en fonction d’un signal de commutation appliqué à l’unité de commutation, le composant de référence, et un comparateur de la valeur de résistance du composant résistif à la valeur de résistance du composant de référence ;
- le comparateur est un circuit dont les sorties sont les tensions en deux nœuds de référence du comparateur ;
- le bloc de lecture comprend, en outre, un verrou RS dont les entrées sont les tensions des deux nœuds de référence du comparateur ;
- l’unité de commutation comprend deux transistors de même polarité et un transistor de polarité opposée ;
- le bloc de contrôle est commandé par un signal de contrôle de sorte que le courant appliquée au composant résistif dépend de l’amplitude du signal de contrôle ;
- le signal de commutation et le signal de contrôle sont synchrones ;
- le signal de contrôle est une tension ayant une valeur minimale non nulle, de préférence supérieure ou égale à 0,3 Volts ;
- le bloc de contrôle comprend deux transistors commandés par le signal de contrôle, l’un des transistors étant connecté au composant résistif, et l’autre transistor étant connecté au composant de référence ;
- le composant résistif est une jonction tunnel magnétique comprenant un assemblage de couches, les deux états correspondant, d’une part, à une aimantation parallèle des couches de la jonction et, d’autre part, à une aimantation antiparallèle des couches de la jonction.
Le cas échéant, un renfoncement, dont la forme et les dimensions correspondent à la forme et aux dimensions de la première languette 23, peut être formé dans le support 12 au niveau de la zone afin de bloquer la première languette 23 dans le plan du support 12.