INPI-France/Brevets-Francais-2024-Chunked huggingface dataset:
Le troisième élément de transmission 53 est solidaire en rotation du deuxième arbre de transmission 62, en étant fixé au deuxième arbre de transmission 62 dans le mode de réalisation représenté. Le troisième élément de transmission 53 est configuré pour être entrainé en rotation par le deuxième arbre de transmission 62.
Le quatrième élément de transmission 54 est solidaire en rotation du troisième arbre de transmission 63, en étant fixé au troisième arbre de transmission 63 dans le mode de réalisation représenté. Le quatrième élément de transmission 54 est configuré pour être entrainé en rotation par le troisième arbre de transmission 63. Le quatrième élément de transmission 54 engage mécaniquement le troisième élément de transmission 53.
Avantageusement, ledit catalyseur d’hydrotraitement du procédé présente une surface spécifique supérieure ou égale à 250 m 2 /g, de préférence supérieure ou égale à 300 m 2 /g. La surface spécifique dudit catalyseur d’hydrotraitement est avantageusement inférieure ou égale à 800 m 2 /g, de préférence inférieure ou égale à 600 m 2 /g, en particulier inférieure ou égale à 400 m 2 /g. La surface spécifique du catalyseur d’hydrotraitement est mesurée par la méthode BET, c’est-à-dire la surface spécifique déterminée par adsorption d'azote conformément à la norme ASTM D 3663-78 établie à partir de la méthode BRUNAUER-EMMETT-TELLER décrite dans le périodique 'The Journal of the American Chemical Society", 6Q, 309 (1938). Une telle surface spécifique permet d’améliorer encore l’élimination des contaminants, en particulier des métaux comme le silicium.
De manière préférée, l’étape c) peut mettre en œuvre en amont du ou des catalyseurs d’hydrogénation au moins un lit de garde ou une série de lits de garde de type « grading » tel que décrit ci-dessus pour l’étape a).
Avantageusement, l’étape c) d’hydrotraitement permet l’hydrogénation d’au moins 80%, et de préférence de la totalité des éventuelles oléfines restantes après l’étape a) d’hydrogénation et les éventuels composés halogénés restants dans le premier effluent liquide issu de l’étape b) de séparation , mais aussi la conversion au moins en partie d’autres impuretés présentes dans la charge, comme les composés aromatiques, les composés métalliques, les composés soufrés, les composés azotés, les composés oxygénés. De préférence, la teneur en azote en sortie de l’étape c) est inférieure à 100 ppm poids, et de manière préférée inférieure à 10 ppm poids. De préférence, la teneur en soufre en sortie de l’étape c) est inférieure à 100 ppm poids, et de manière préférée inférieure à 10 ppm poids. L’étape c) peut également permettre de réduire encore la teneur en contaminants, comme celle des métaux, en particulier la teneur en silicium. De préférence, la teneur en métaux en sortie de l’étape c) est inférieure à 10 ppm poids, et de manière préférée inférieure à 2 ppm poids, et la teneur en silicium est inférieure à 5 ppm poids. De préférence, la teneur en élément halogène en sortie de l’étape c) est inférieure à 5 ppm poids.
En fonction de la teneur en composés soufrés dans la charge initiale à traiter, un flux contenant un agent sulfurant peut être injecté en amont de l’étape a) d’hydrogénation et/ou l’étape c) d’hydrotraitement et/ou en amont d’une des étapes d’hydrocraquage lorsqu’elles sont présentes, de préférence en amont de l’étape a) d’hydrogénation et/ou l’étape c) d’hydrotraitement afin d’assurer une quantité suffisante en soufre pour former ou maintenir l’espèce active du catalyseur (sous forme soufré). Cette étape d’activation ou de sulfuration s’effectue par les méthodes bien connues de l'Homme de l'art, et avantageusement sous une atmosphère sulfo-réductrice en présence d’hydrogène et d’hydrogène sulfuré. Les agents sulfurants sont préférablement le gaz H 2 S, le soufre élémentaire, le CS 2 , les mercaptans, les sulfures et/ou polysulfures, les coupes hydrocarbonées à point d'ébullition inférieur à 400°C contenant des composés soufrés ou tout autre composé contenant du soufre utilisé pour l’activation des charges hydrocarbures en vue de sulfurer le catalyseur. Lesdits composés contenant du soufre sont avantageusement choisis parmi les disulfures d’alkyle tel que par exemple le disulfure de diméthyle (DMDS), les sulfures d’alkyle, tel que par exemple le sulfure de diméthyle, les thiols tel que par exemple le n-butylmercaptan (ou 1-butanethiol) et les composés polysulfures de type tertiononylpolysulfure. Le catalyseur peut également être sulfuré par le soufre contenu dans la charge à désulfurer. De manière préférée, le catalyseur est sulfuré in situ en présence d'un agent sulfurant et d'une charge hydrocarbonée. De manière très préférée le catalyseur est sulfuré in situ en présence de la charge additivée de disulfure de diméthyle.
(d) Deuxième étape de séparation à chaud Selon l’invention, le procédé de traitement comprend une étape d) de séparation, alimentée par l’effluent hydrotraité issu de l’étape c), ladite étape étant opérée à une température supérieure à la température de précipitation des halogénures d’ammonium formés et à une pression sensiblement identique à la pression de l’étape c) pour obtenir au moins un deuxième effluent gazeux et un deuxième effluent liquide dont une partie est éventuellement recyclée en amont de l’étape a).
Cette deuxième étape de séparation d) à chaud est essentiellement opérée de la même manière que celle de la première étape de séparation b), les conditions de séparation (pression et température) pouvant être identique ou pas.
Bien que la grande majorité des composés halogénés fût éliminée lors de la première étape b) de séparation à chaud, la température élevée de cette étape d) 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 formées lors de l’étape d’hydrotraitement des composés halogénés restants. La température élevée permet également d’éliminer le NH 3 et H 2 S formés lors de l’étape d’hydrotraitement des composés azotés et soufrés respectivement par ledit deuxième effluent gazeux.
La température à laquelle la séparation de l’étape d) 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 c) » la pression de l’étape c) 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 c). De préférence, la pression de l’étape d) est la pression de l’étape c) diminuée des pertes de charges.
L'étape d) 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 d) est mise en œuvre avec un seul séparateur (ballon).
L’étape de séparation d) 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 d) met en œuvre de préférence un séparateur dit « chaud à haute pression », la pression étant sensiblement égale à la pression opératoire de l’étape c).
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 deuxième effluent liquide obtenu dans l’étape d). 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.
Avantageusement, une partie du deuxième effluent liquide issu de l’étape d) est recyclée en amont de l’étape a).
Le mélange de la charge et du deuxième 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 du deuxième 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 du deuxième effluent liquide issu de l’étape d) recyclé est ajustée de sorte que le rapport pondéral entre le flux de recycle de l’étape d) 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 du deuxième effluent liquide issu de l’étape d) recyclé est ajustée de sorte que le rapport pondéral entre le flux de recycle et la charge comprenant une huile de pyrolyse de plastiques 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 un mode de réalisation, le véhicule de travail comporte en outre un capteur de vitesse d’avancement configuré pour mesurer une vitesse d’avancement du véhicule de travail, et l’unité de commande est configurée pour piloter de dispositif de commutation de sorte à commuter la cylindrée motrice pour passer de l’entraînement en déplacement lent à l’entraînement en déplacement rapide lorsque la vitesse de déplacement est supérieure ou égale à une vitesse de commutation, et de l’entraînement en déplacement rapide à l’entraînement en déplacement lent lorsque la vitesse de déplacement est inférieure à la vitesse de commutation.
Ainsi, l’unité de commande pilote automatiquement la commutation la cylindrée motrice afin d’optimiser les performances de la chaîne cinématique hydrostatique du véhicule de travail.
Selon un mode de réalisation, l’unité de commande comporte une mémoire et la vitesse de commutation a été préalablement déterminée par simulation numérique ou par essai en atelier et stockée dans la mémoire de ladite unité de commande.
Selon un mode de réalisation, le véhicule de travail comporte en outre un capteur de besoin de déplacement configuré pour mesurer un besoin en déplacement, et la vitesse de commutation est fonction de la vitesse d’avancement du véhicule de travail et du besoin en déplacement.
Ainsi, lorsque le véhicule de travail se place sur un sol pentu ou inégal, avance en butée contre une charge pesante ou encore transporte une charge pesante, l’effort de traction appliqué aux roues motrices augmente par rapport au même déplacement à vide sur sol plat. La détermination de la vitesse de commutation en fonction de la vitesse d’avancement du véhicule de travail et du besoin en déplacement permet ainsi d’optimiser les performances de la chaîne cinématique hydrostatique en fonction des conditions de terrain et des opérations de manutention.
Selon un mode de réalisation, le dispositif de commutation comporte une commande de commutation permettant à un opérateur de commuter manuellement la cylindrée motrice.
Selon un mode de réalisation, les deux unités d’entraînement comportent une unité d’entraînement avant comportant deux roues motrices avant et au moins un moteur hydrostatique avant, et une unité d’entraînement comportant deux roues motrices arrière et au moins un moteur hydrostatique arrière, les moteurs hydrostatiques avant et arrière étant reliés les uns aux autres en parallèle.
Selon un mode de réalisation, au moins une parmi l’unité d’entraînement avant et l’unité d’entraînement arrière comporte un pont de transmission équipé d’une paire de roues motrices et un moteur hydrostatique couplé aux deux roues motrices.
Selon un mode de réalisation, le dispositif de commutation comporte un ensemble de valves configuré pour sélectivement permettre l’alimentation en fluide hydraulique d’une dite unité d’entraînement variable par la pompe hydrostatique pour l’entraînement en déplacement et pour empêcher l’alimentation en fluide hydraulique de ladite unité d’entraînement variable par la pompe hydrostatique pour l’entraînement en déplacement rapide.
Selon un mode de réalisation, l’une parmi l’unité d’entraînement arrière et l’unité d’entraînement avant est configurée comme unité d’entraînement variable, et dans lequel l’entraînement en déplacement lent est à quatre roues motrices, avant et arrière, et l’entraînement en déplacement rapide est à deux roues motrices, avant ou arrière.
Selon un mode de réalisation, ledit ou chaque moteur hydrostatique d’une unité d’entraînement variable est à cylindrée constante.
Selon un mode de réalisation, une dite unité d’entraînement variable comporte un moteur hydrostatique à double cylindrée, et le dispositif de commutation est configuré pour sélectivement commuter le moteur hydrostatique à double cylindrée dans une première cylindrée pour l’entraînement en déplacement rapide et dans une deuxième cylindrée strictement supérieure à la première cylindrée pour l’entraînement en déplacement lent.
Selon un mode de réalisation, le moteur hydrostatique à double cylindrée ne présente pas une cylindrée continûment variable.
La est une vue schématique d’un véhicule de travail selon un mode de réalisation de l’invention.
La est une représentation schématique fonctionnelle d’un véhicule de travail dans un mode d’entraînement, selon un premier mode de réalisation.
L’effluent gazeux obtenu à l’issu de l’étape b) comprend avantageusement de l’hydrogène, de préférence comprend au moins 80 % volume, de préférence au moins 85 % volume, d’hydrogène. L’effluent gazeux obtenu à l’issu de l’étape b) contient que très peu de chlore, généralement à une teneur inférieure à 5 ppm poids chlore, ce qui permet de l’envoyer dans une unité de raffinage nécessitant de l’hydrogène.
Selon un autre mode de réalisation, préféré, ledit effluent gazeux peut au moins en partie être recyclé en amont d’un compresseur d’hydrogène utilisé pour alimenter une unité d’hydroraffinage utilisant de l’hydrogène telle qu’une unité d’hydrocraquage, d’hydrotraitement ou d’hydroconversion de la raffinerie. Ledit effluent gazeux peut notamment être recyclé en amont d’un compresseur utilisé pour alimenter une unité d’hydrotraitement de gazole sous vide. Ceci présente l’avantage de pouvoir se passer d’un compresseur dédié au recycle d’hydrogène issu de l’étape b) et donc une économie en coûts d’investissements.
Selon un autre mode de réalisation, préféré, l’effluent hydrocarboné partiellement hydrotraité issu de l’étape b) est envoyé en partie et de préférence en totalité, directement en entrée d’une unité de raffinerie telle qu’une unité FCC ou des unités utilisant de l’hydrogène telles qu’une unité d’hydrocraquage, d’hydrotraitement ou d’hydroconversion en tant que co-charge. Ceci présente l’avantage de ne pas avoir besoin d’un compresseur de recycle.
Ledit effluent hydrocarboné partiellement hydrotraité issu de l’étape b) ainsi obtenu par traitement selon les étapes a) et b) du procédé de l’invention présente une composition compatible pour être introduit comme co-charge dans une unité de FCC ou une unité d’hydroraffinage d’une charge pétrolière et/ou d’une charge issue de la biomasse.
De préférence, au moins 80%, et plus préférentiellement au moins 90 % des oléfines sont conservés lors de l’étape a).
De préférence, au moins 25%, et plus préférentiellement au moins 40 % des dioléfines sont conservés lors de l’étape a).
Les autres impuretés contenues dans les huiles de pyrolyse (métaux, silicium, azote…) ne sont pas nécessairement complètement éliminées lors des étapes a) et b) du procédé selon l’invention, bien que les conditions opératoires permettent d’en éliminer au moins une partie. En effet, l’huile de pyrolyse qui est l’effluent hydrocarboné partiellement hydrotraité, n’a pas besoin d’être entièrement hydrotraitée pour pouvoir l’introduire dans les unités de raffinage de type FCC ou d’hydroraffinage en aval, elle n’a notamment pas besoin de subir un autre d’hydrotraitement effectué à température et/ou pression plus élevées au préalable de son introduction dans une unité en aval. Les impuretés restantes seront converties ou éliminées dans les unités en aval, les teneurs résiduelles en impuretés étant compatibles avec ces unités.
La deuxième source 68 lumineuse comporte par exemple une diode électroluminescente (LED), une diode superluminescente (SLED) ou une lampe. Le deuxième faisceau 66 lumineux est émis perpendiculairement à la paroi 16 de la préforme 12. Le deuxième faisceau 66 lumineux est émis de manière à traverser la préforme 12 en passant par son axe « X » principal.
Le deuxième faisceau 66 lumineux traverse la paroi 16 à ladite hauteur « h ». Ainsi, le premier faisceau 55 lumineux et le deuxième faisceau 66 lumineux traversent la paroi 16 de la préforme 12 à la même hauteur « h ».
Le deuxième faisceau 66 lumineux est plus particulièrement émis selon un axe qui est perpendiculaire à une tangente au trajet 34 de production de la préforme 12 dans la zone « Z » de mesure.
Le deuxième faisceau 66 lumineux peut être guidé dans la bonne direction par un moyen de guidage optique tel qu’une fibre optique.
Le dispositif 64 de mesure du facteur de transmission « T(λ2) » infrarouge comporte en outre un organe de mesure de l’intensité « I » du deuxième faisceau 66 lumineux après avoir traversé au moins une fois la paroi 16 du corps 14 de la préforme 12.
L’organe de mesure de l’intensité « I » est ici agencé de manière à mesurer l’intensité « I » du deuxième faisceau 66 lumineux de l’autre côté de la préforme 12 par rapport à l’axe « X » de la préforme 12 après qu’il ait traversé deux fois la paroi 16 en deux points diamétralement opposés, à la même hauteur « h » de la préforme 12.
Dans cette configuration, il est préférable de choisir la deuxième longueur d’onde « λ2 » prédéterminée dans une plage de longueurs d’ondes pour lesquelles le matériau thermoplastique est suffisamment transparent afin que l’intensité « I » du deuxième faisceau 66 lumineux après avoir traversé deux fois la paroi 16 puisse être mesurée avec suffisamment de précision et de certitude par l’organe de mesure. En effet, l’intensité « I » du deuxième faisceau 66 lumineux risquerait d’être trop atténuée après deux passages à travers la paroi 16 s’il était émis à une longueur d’onde facilement absorbée par le matériau thermoplastique.
Par exemple, dans le cas d’un matériau plastique réalisé en PET ou en rPET, la deuxième longueur d’onde « λ2 » est comprise dans les plages comprises entre 800 nm et 1100 nm, ou entre 1250 nm et 1300 nm. La deuxième longueur d’onde « λ2 » est par exemple choisie parmi les valeurs suivantes : 850 nm, 860 nm, 880 nm, 940 nm, 950 nm, 960 nm, 980 nm, 1050 nm ou 1300 nm.
En variante non représentée de l’invention, l’organe de mesure de l’intensité est agencé de manière à mesurer l’intensité du deuxième faisceau lumineux pour ladite deuxième longueur d’onde après qu’il ait traversé une seule fois la paroi de la préforme. Dans ce cas, l’organe de mesure comporte un organe d’interception du deuxième faisceau lumineux qui est introduit dans la préforme lors de la première étape, l’organe d’interception guidant le deuxième faisceau lumineux intercepté jusqu’à un organe de mesure de l’intensité.
La deuxième longueur d’onde « λ2 » du deuxième faisceau 66 lumineux est ici en dehors de la plage de longueurs d’onde « λ1 » du premier faisceau 55 lumineux.
L’organe de mesure est ici formé par un spectromètre mesurant l’intensité « I » et la deuxième longueur d’onde « λ2 » du deuxième faisceau 66 lumineux après avoir traversé au moins une épaisseur de la paroi 16 de la préforme 12.
L’intensité « I0 » lumineuse d’émission à laquelle le premier faisceau 66 lumineux est émis est une donnée connue. L’intensité « I0 » lumineuse à laquelle le deuxième faisceau 66 lumineux est émis peut aussi être mesurée directement par l’organe 62 de mesure lorsqu’aucune préforme 12 ne passe dans la zone « Z » de mesure, comme représenté en traits interrompus à la .
Après avoir traversé deux fois la paroi 16 de la préforme 12, l’intensité lumineuse du deuxième faisceau 66 lumineux est atténuée. Le deuxième faisceau 66 lumineux présente alors une intensité lumineuse dite « intensité « I2 » lumineuse transmise ».
Ainsi, il est aisé d’en déduire le facteur de transmission « T(λ2) » infrarouge en fonction du rapport entre l’intensité « I0 » lumineuse d’émission et l’intensité « I2 » lumineuse transmise.
Optionnellement, pour calculer précisément le facteur de transmission « T(λ2) » infrarouge, il est possible, mais pas obligatoire, de pondérer ici ce ratio en prenant en compte la quantité du deuxième faisceau 68 lumineux qui est réfléchie à chaque entrée dans une paroi 16. Cette quantité réfléchie est calculée en fonction du facteur de réflectance « R » qui est une quantité connue préalablement.
Le facteur de pondération pour le passage du deuxième faisceau 66 lumineux à travers une épaisseur de paroi 16 est calculé selon l’équation suivante :
Dénombrement des Listeria monocytogenes
A chaque point de dénombrement, un fromage de chaque modalité est sorti de l’étuve. Chaque morceau est homogénéisé au Stomacher (3 X 3 min) dans un sachet avec filtre latéral contenant 90 mL de citrate de sodium stérile. Le mélange est dilué en cascade (1 mL de mélange + 9 mL de citrate de sodium) jusqu’à la dilution appropriée. 100 ou 200 µL des dilutions sont ensuite étalés sur milieu sélectif PALCAM en duplicats. Les boites sont incubées 24 à 48 h à 30°C.
Résultats : croissance de L. monocytogenes en matrice fromagère
Les résultats obtenus mettent en évidence l’effet inhibiteur de la souche CNCM I-5804, utilisée seule ou en mélange avec la souche CNCM I-5242 (Figure 2A, Figure 2B). A 12°C, l‘ajout de la souche CNCM I-5804 seule permet une réduction de la quantité de L. monocytogenes d’environ 0,7 log 10 dans la matrice fromagère après 27 jours (Figure 2A). A 30°C, l’ajout de la souche CNCM I-5804 permet une diminution de la quantité de L. monocytogenes quelle que soit la durée d’incubation (Figure 2B) : cette réduction est très nettement supérieure à 1 log pour toutes les durées d’incubation testées et la quantité de L. monocytogenes dénombrée dans la matrice fromagère ne dépasse alors jamais 1.5.10 4 UFC/g.
Par ailleurs, il est observé un comportement complémentaire des deux souches de C. maltaromaticum CNCM I-5804 et CNCM I-5242, lorsqu’elles sont ajoutées en mélange à la matrice fromagère : dans ce cas, la réduction de la population de L. monocytogenes est très importante et atteint 1,4 log après 27 jours d’incubation à 12°C, et 2,5 log après 27 jours d’incubation à 30°C. A 30°C et en présence des deux souches de C. maltaromaticum , la population de L. monocytogenes atteint 1.9.10 5 UFC/g à 6 jours de croissance, puis une phase de décroissance continue se produit et permet de retrouver un niveau de population finale de 5,7.10 2 UFC/g après 27 jours, soit un niveau inférieur au niveau initial (8,7.10 2 UFC/g).
Utilisation de souches de Staphylococcus epidermidis produisant des métabolites indoliques pour améliorer la barrière cutanée La présente invention concerne des souches bactériennes de Staphylococcus epidermidis ainsi que leur utilisation pour améliorer la fonction barrière, et hydrater la peau.