INPI-France/Brevets-Francais-2024-Chunked huggingface dataset:
Le soubassement 2 comprend un corps creux 4, par exemple obtenu par tressage de fibres, destiné à contenir un carburant, par exemple un carburant hydrogène pour le véhicule.
Le corps creux 4 comprend une pluralité de puits de renforcement 6, par exemple réalisés sous la forme de tubes traversant de douze à vingt millimètres de diamètre espacés les uns des autres de cent-vingt millimètres. De tels puits de renforcement 6 forment des cavités sur la surface extérieure du corps creux 4, les cavités étant aptes à accueillir des éléments de fixation 8. Les puits de renforcement 6 augmentent fortement la rigidité du corps creux 4, de sorte que le corps creux 4 devient un élément de la structure porteuse du véhicule. Les puits de renforcement 6 permettent également au corps creux 4 de ne pas s’ouvrir et/ou de ne pas se casser en cas d’accident du véhicule. Les puits de renforcement 6 sont, par exemple, réalisés en composite et/ou en poly(p-phénylènetéréphtalamide).
Optionnellement, le corps creux 4 comprend des barres traversantes pour augmenter la rigidité du corps creux 4.
Le soubassement 2 comprend des éléments de fixation 8, notamment des vis et des inserts métalliques et/ou composites (non représentés), insérés dans les cavités chaque insert métallique et/ou composite comprend, par exemple, un filetage destiné à recevoir une vis. Les éléments de fixation 8 comprennent, par exemple, un insert métallique de douze millimètres de diamètre comprenant un filetage intérieur permettant de visser une vis de huit millimètres de diamètre dans l’insert métallique.
Le corps creux 4 a, par exemple, un volume extérieur de trois cents litres et un volume intérieur de cent cinquante litres de sorte que le corps creux 4 est apte à contenir six kilogrammes d’hydrogène sous une pression de sept cents bars, le corps creux 4 ne nécessitant pas de pompe pour distribuer l’hydrogène, l’hydrogène étant sous pression dans le corps creux 4.
Le corps creux 4 comprend une face avant 10 destinée à être orientée vers l’avant du véhicule, par exemple vers un capot avant du véhicule (non représenté), une face arrière 12 opposée à la face avant 10 du corps creux 4, une face supérieure 14 destinée à être orienté vers le haut du véhicule, par exemple vers un toit du véhicule (non représenté), une face inférieure 16 opposée à la face supérieure 14 du corps creux 4 et deux faces latérales 18 opposées l’une à l’autre et destinées à être orienté vers les faces latérales du véhicule (non représentées).
Le corps creux 4 comprend des puits de renforcement 6 aptes à laisser passer des câbles 20, par exemple, des câbles d’éclairage du véhicule depuis la face avant 10 du corps creux 4 vers la face arrière 12 du corps creux 4 et/ou des câbles d’alimentation de roue 21 de véhicule électrique (représentée ci-après en ) depuis la face avant 10 du corps creux 4 vers une des faces latérales 18 du corps creux 4.
Selon une variante, la charge, avant d’être de préférence mélangée avec au moins une partie du deuxième effluent issu de l’étape d), peut être préchauffée par chauffage directe à une température allant jusqu’à 200°C, de préférence jusqu’à 180°C, et de manière particulièrement préférée jusqu’à 150°C. Au-dessus de cette température, le contact d'une paroi lors du chauffage directe peut induire la formation de gommes et/ou de coke ce qui peut provoquer un encrassement et une augmentation de la perte de charge du système de chauffage de la charge ainsi que du ou des lits de catalyseurs. Le chauffage de la charge à une température au-dessus de 150°C, de préférence au-dessus de 180°C, et de manière particulièrement préférée au-dessus de 200°C est de préférence effectué par chauffage indirecte par un diluant chaud, de préférence par au moins une partie du deuxième effluent issu de l’étape d). Ainsi, l'élévation de température au-dessus de 150°C, de préférence au-dessus de 180°C et de manière particulièrement préférée au-dessus de 200°C de la charge est provoquée par mélange avec un liquide plus chaud, et non par contact avec une paroi chauffée. Cela permet de limiter localement les températures élevées. Ce type de chauffe par mélange avec un liquide chaud inerte permet donc de limiter les réactions indésirables telles que la polymérisation des dioléfines (formation de gomme) et/ou la formation de coke, et d'ajuster la température d'entrée du flux dans l'étape a) de manière à amorcer la réaction d'hydrogénation des insaturations, de préférence à une température la plus basse possible, tout en contrôlant l'exothermie de ces réactions par un effet de dilution des espèces réactives.
Selon une autre variante, la charge est entièrement chauffée par chauffage indirecte par au moins une partie du deuxième effluent issu de l’étape d). Dans ce cas, la charge n’est pas préchauffée avant d’être mélangée avec au moins une partie du deuxième effluent issu de l’étape d).
L'énergie nécessaire à la réaction et plus précisément, l'ajustement de la température minimale nécessaire à l'activation des réactions de saturation des doubles liaisons est donc avantageusement atteinte en mélangeant, en amont de l’étape a), ladite charge comprenant une huile de pyrolyse et un gaz riche en hydrogène, avec un diluant et de préférence une partie du deuxième effluent liquide issu de l’étape d) de séparation, ayant éventuellement subi un ajustement de température et de préférence ayant été soit préchauffé soit refroidi et de manière particulièrement préférée ayant été préchauffé.
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 e) 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 e) de séparation est avantageusement injecté en mélange avec au moins une partie du deuxième effluent issu de l’étape d) 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. La teneur en impuretés, en particulier en dioléfines, de l’effluent hydrogéné obtenu à l’issue de l’étape a) est réduite par rapport à celle des mêmes impuretés, en particulier des dioléfines, comprises dans la charge du procédé. 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) Première étape de séparation à chaud Selon l’invention, le procédé de traitement comprend une étape b) de séparation, alimentée par l’effluent hydrogéné 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 premier effluent liquide.
La température élevée de cette étape b) de séparation évite la précipitation de sel d’halogénures d’ammonium qui se forment par réaction entre les ions d’halogénures et les ions ammonium afin de récupérer un premier effluent gazeux contenant la majorité des halogénures sous formes de halogénures d'hydrogène (HCl) et l'ammoniac gazeux, et un premier 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 premier effluent gazeux contenant la majorité des halogénures sous formes de halogénures d'hydrogène (HCl) et l'ammoniac gazeux, et un premier 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).
L’étape de séparation b) est une étape de séparation dite haute pression ou moyenne pression à haute température, aussi connue de l’homme du métier sous le nom HHPS (pour « Hot High Pressure Separator » selon la terminologie anglo-saxonne). Ainsi, cette étape b) met en œuvre de préférence un séparateur dit « chaud à haute pression », la pression étant sensiblement égale à la pression opératoire de l’étape a).
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 le premier effluent liquide obtenu dans l’étape b). Ces halogénures seront libérés dans l’effluent gazeux lors de l’étape e) de séparation à froid, puis évacués par dissolution dans l’effluent aqueux.
La séparation à chaud de l’étape b) permet de garder l'ammoniac et les halogénures en phase gazeuse et d’obtenir un premier effluent liquide essentiellement débarrassé de composés halogénés qui peut être envoyé dans l’étape c) d’hydrotraitement afin d’éliminer les impuretés restantes sans observer le dépôt de composés halogénés sur le catalyseur.
Comme visible sur les figures annexées, chaque pan 33 et 34 est configuré pour venir ceinturer seulement partiellement la traverse 22 à laquelle ils sont associés.
L’extrémité libre de chaque pan 33 et 34 a la forme d’une boucle fermée 330, respectivement 340 qui leur confère la forme d’un passant.
De plus, chaque passant, c’est à dire chaque boucle 330 et 340 présente des découpes 331, respectivement 341 qui forment autant d’échancrures. Ces échancrures sont disposées alternativement en quinconce, de sorte que comme particulièrement visible à la figure 3, les passants peuvent, en quelques sorte s’imbriquer l’un dans l’autre. De cette manière, on reconstitue, en quelque sorte, un passant unique.
Toujours conformément à l’invention, une barre 4 (voir ) est engagée alternativement dans le passant d’un pan 33 et dans le passant de l’autre pan 34 et ainsi de suite, de sorte que la paire de pans est maintenue en place et solidarisée par ladite barre 4. Bien entendu, les dimensions de cette dernière sont choisies de manière à pouvoir être insérée dans les passants des deux pans 33 et 34 et légèrement dépasser de part et d’autre de ceux-ci.
Afin d’obtenir un assemblage stable et que la barre 4 ne coulisse pas relativement aux pans 33 et 34, on peut faire avantageusement usage d’organes formant butées.
Dans l’exemple représenté ici, il s’agit de bagues anti-coulissement 40, notamment en matière plastique, emmanchées à force sur les extrémités opposées de la barre 4. Ces bagues sont particulièrement visibles à la .
La mise en place des barres 4 est avantageusement réalisée de la manière suivante.
On commence par le niveau le plus haut de l’armature 2. Pour chacune des traverses 22 qui équipent chaque « face » de l’armature, on saisit les pans 33 et 34, de manière à ce que l’un 33 se positionne au-dessus de la traverse 22 et l’autre 34 au-dessous de la même traverse. On saisit alors une barre 4 et on l’engage dans le passant d’un pan, puis dans le passant de l’autre et ainsi de suite. Quand cette manipulation est terminée, on engage les bagues 40 sur les extrémités de la barre 4.
L’opération qui vient d’être décrite est répétée pour chaque traverse d’un même niveau, puis chaque traverse d’un niveau inférieur.
On comprend aisément que lorsque le silo reçoit un matériau en vrac, c’est dans la partie intermédiaire de la poche 3 c'est-à-dire là où les parties supérieure 30 et inférieure 31 se raccordent, que les plus fortes contraintes s’exercent.
Il peut donc être utile, voire indispensable de renforcer la liaison entre l’armature 2 et la poche 3.
Ceci peut être réalisé conformément au mode de réalisation illustré aux figures 4 et 5.
Comme dans le mode de réalisation décrit plus haut, on a également affaire ici à une paire de pans de toile 35 et 36 dont l’extrémité libre est conformée en forme de boucle fermée 350, respectivement 360 qui forme un « passant », chaque pan venant ceinturer partiellement une traverse 22.
De plus, chaque passant, c’est à dire chaque boucle 350 et 360 présente des découpes 351, respectivement 361 qui forment autant d’échancrures. Comparativement à celles des pans 33 et 34, les présentes échancrures présentent une largeur réduite et sont disposées en vis-à-vis l’une de l’autre. En d’autres termes les échancrures 351 du pan 35 font face aux échancrures 361 du pan 36.
Dans l’exemple représenté, on a affaire à trois paires d’échancrures, mais ce nombre peut être notablement supérieur, surtout si la taille du silo 1 est particulièrement grande.
Ainsi que le montrent les figures 4 et 5, chaque boucle 350 et 360 reçoit respectivement une barre tubulaire 5, respectivement 6.
De préférence, au moins 25%, et plus préférentiellement au moins 50% des composés oxygénés de la charge initiale sont éliminés lors des étapes a) et b).
Généralement, au maximum 30%, et plus préférentiellement au maximum 15% des composés azotés de la charge initiale sont éliminés lors des étapes a) et b).
La teneur en métaux lourds tels que le mercure, l'arsenic, le zinc et le plomb reste sensiblement inchangée.
Etape c) de vapocraquage Selon l’invention, le procédé comprend une étape c) de vapocraquage d’une charge pétrolière dans laquelle au moins une partie de l’effluent hydrocarboné partiellement hydrotraité issu de l’étape b) est introduite en tant que co-charge, ledit effluent hydrocarboné partiellement hydrotraité issu de l’étape b) étant introduit sans subir au préalable une autre étape d’hydrotraitement effectuée à température et/ou pression plus élevées que la température et/ou pression de l’étape a), ledit mélange de ladite charge pétrolière et de l’effluent hydrocarboné partiellement hydrotraité issu de l’étape b) ayant une teneur en halogènes inférieure ou égale à 3 ppm poids.
Grâce à l’étape a) d’hydrotraitement permettant de libérer les composés halogénés (par exemple le chlore) majoritairement sous forme gazeuse (halogénures d'hydrogène de type HCl notamment), suivie de l’étape b) de lavage/séparation permettant de dissoudre et d’éliminer les halogénures d'hydrogène, l’effluent hydrocarboné partiellement hydrotraité issu de l’étape b) a une teneur en composés halogénés suffisamment réduite pour pouvoir l’injecter en tant que co-charge dans une unité de vapocraquage de charges pétrolières.
L’effluent hydrocarboné partiellement hydrotraité issu de l’étape b) est introduit dans l’unité de vapocraquage d’une charge pétrolière dans une telle quantité que la teneur en chlore dans le mélange charge pétrolière et de l’effluent hydrocarboné partiellement hydrotraité issue de l’étape b) est inférieure ou égale à 3 ppm poids, de préférence inférieure ou égale à 1 ppm poids.
Généralement, le ratio massique entre le débit de l’effluent hydrocarboné partiellement hydrotraité issu de l’étape b) (huile de pyrolyse) et le débit de charge pétrolière introduit dans l’unité de l’étape c) dans le procédé selon l’invention est généralement inférieur à 1, et de préférence compris entre 0,01 et 0,9, et de manière préférée entre 0,02 et 0,5.
Lorsque le teneur en composées halogénés est supérieur à 3, voire 1 ppm poids dans l’effluent hydrocarboné partiellement hydrotraité issu de l’étape b), la teneur de 3, voire 1 ppm de chlore peut être atteinte par dilution en entrée de l’unité avec la charge pétrolière.
La charge pétrolière utilisée dans l’unité de vapocraquage est de préférence choisie parmi le naphta, le kérosène, le gazole, ou des mélanges de telles charges.
Ladite étape c) de vapocraquage est avantageusement réalisée dans au moins un four de pyrolyse à une température comprise entre 700 et 900°C, de préférence entre 750 et 850°C, et à une pression comprise entre 0,05 et 0,3 MPa relatif en présence de vapeur d’eau. Le temps de séjour des composés hydrocarbonés est généralement inférieur ou égale à 1,0 seconde (noté s), de préférence compris entre 0,1 et 0,5 s. Avantageusement, de la vapeur d’eau est introduite en amont de l’étape c) de vapocraquage et après la séparation (ou le fractionnement). La quantité d’eau introduite, sous forme de vapeur d’eau, est avantageusement comprise entre 0,3 et 3,0 kg d’eau par kg de composés hydrocarbonés en entrée de l’étape c). L’étape c) de vapocraquage peut être réalisée dans plusieurs fours de pyrolyse en parallèle de manière à adapter les conditions opératoires aux différents flux alimentant l’étape c), et aussi à gérer les temps de décokage des tubes. Un four comprend un ou plusieurs tubes disposés en parallèle. Un four peut également désigner un groupe de fours opérant en parallèle. Par exemple, un four peut être dédié au craquage de la coupe distillats moyens.
Les effluents des différents fours de vapocraquage sont généralement recombinés avant séparation en vue de constituer un effluent. Il est entendu que l’étape c) de vapocraquage comporte les fours de vapocraquage mais aussi les sous étapes associées au vapocraquage bien connues de l’Homme du métier. Ces sous étapes peuvent comporter notamment des échangeurs de chaleur, des colonnes et des réacteurs catalytiques et des recyclages vers les fours. Une colonne permet généralement de fractionner l’effluent en vue de récupérer au moins une fraction légère comprenant de l’hydrogène et des composés ayant 2 à 5 atomes de carbone, et une fraction comprenant de l’essence de pyrolyse, et éventuellement une fraction plus lourde. Des colonnes permettent de séparer les différents constituants de la fraction légère de fractionnement afin de récupérer au moins une coupe riche en éthylène (coupe C2) et une coupe riche en propylène (coupe C3) et éventuellement une coupe riche en butènes (coupe C4). Les réacteurs catalytiques permettent notamment de réaliser des hydrogénations des coupes C2, C3 voire C4 et de l’essence de pyrolyse. Les composés saturés, notamment les composés saturés ayant 2 à 4 atomes de carbone sont avantageusement recyclés vers les fours de vapocraquage de manière à accroitre les rendements globaux en oléfines.
Cette étape c) de vapocraquage permet d’obtenir au moins un effluent contenant des oléfines comprenant 2, 3 et/ou 4 atomes de carbone (c’est-à-dire des oléfines en C2, C3 et/ou C4), à des teneurs satisfaisantes, en particulier supérieures ou égales à 30% poids d’oléfines totales comprenant 2, 3 et 4 atomes de carbone par rapport au poids de l’effluent de vapocraquage considéré. Lesdites oléfines en C2, C3 et C4 peuvent ensuite être avantageusement utilisées comme monomères de polyoléfines.
Méthodes d’analyse utilisées Les méthodes d’analyses et/ou normes utilisées pour déterminer les caractéristiques des différents flux en particulier de la charge à traiter et des effluents, sont connues de l’Homme du métier. Elles sont en particulier listées ci-dessous à titre de renseignements dans le tableau 1. D’autres méthodes réputées équivalentes peuvent aussi être utilisées, notamment des méthodes équivalentes IP, EN ou ISO :
Description Méthodes Masse volumique @15°C ASTM D4052 Teneur en Soufre ISO 20846 Teneur en Azote ASTM D4629 Indice d’acide ASTM D664 Indice de Brome ASTM D1159 Indice d’anhydride Maléique (MAV) Méthode MAV (1) Teneur en Oxygénés Combustion + Infra-rouge Teneur en Paraffines UOP990-11 Teneur en Naphtènes et Oléfines UOP990-11 Teneur en Aromatiques UOP990-11 Teneur en Halogènes ASTM D7359 Teneur en Chlore ASTM D7536 Teneur en Métaux : ASTM D5185 P Fe Si Na B Distillation simulée ASTM D2887
Un des blocs de cryptographie 110, respectivement 210 crypte ces valeurs de parité, à l’aide d’au moins une des clés secrètes stockées dans la mémoire 111, respectivement 211 et précédemment générées par QKD par D_ALICE 10 et D_BOB 20.
Pour faire connaître à l’autre dispositif les valeurs des bits de parité calculés, un des blocs de contrôle 21, respectivement 11, transmet les valeurs de ces bits de parité ainsi cryptées sur le canal classique 40 via les blocs Em/Rec RF 23, respectivement 13. Un des blocs de contrôle 11, respectivement 21, reçoit sur le canal classique les valeurs de ces bits de parité ainsi cryptées et les fournit au bloc de cryptographie 110, respectivement 210, qui les décrypte à l’aide de celle(s) des clés secrètes stockées dans la mémoire 111 respectivement 211 qui a (ont) été utilisée(s) pour le cryptage de ces valeurs.
Un des blocs de contrôle 11, respectivement 21, compare alors la valeur reçue de chaque bit de parité, qui a été calculée pour un sous-groupe de bits donné, avec la valeur que lui-même a calculée pour ce même sous-groupe de bits de sa propre clé siftée. Avec un protocole itératif de type Cascade ou Winnow, la comparaison de parité permet soit de détecter/corriger un bit erroné, soit d’orienter le processus de recherche d’erreur via une nouvelle requête de calcul de parité sur un autre sous-groupe de bits. Les erreurs résiduelles entre la Sifted Key détenue par D_ALICE 10 et D_BOB 20 peuvent ainsi être détectées et corrigées en fonction de cette comparaison effectuée pour chaque bit de parité. Les bits détectés erronés peuvent être soit corrigés, soit rejetés. Ce processus permet d’obtenir, dans D_ALICE 10 et D_BOB 20, une clé secrète idéalement rigoureusement identique, partagée entre eux, de taille v.
Un protocole itératif de type Cascade ou Winnow, implique un nombre variable de requêtes/réponses entre D_ALICE 10 et D_BOB 20, selon le nombre d’erreurs résiduelles ; un code correcteur d’erreurs de type FEC (Forward Error Correction code) implique un seul message envoyé par un seul des dispositifs 10, 20 à l’autre des dispositifs 20, 10 pour détecter/corriger les erreurs résiduelles. Les échanges ont lieu sur le canal public 40.
Les étapes 106, 107, 108 ci-dessus décrivent à titre d’exemple le cas d’un protocole itératif de requête/réponse de type Cascade ou Winnow (calcul des bits de parité dans les dispositifs 10, 20 transmission par un dispositif à l’autre, comparaison dans un dispositif).