FR3001210A1 - Procede de preparation d'un combustible gazeux - Google Patents

Abstract

L'invention a pour objet un procédé de préparation d'un combustible gazeux à partir d'un fuel, caractérisé en ce qu'il comprend les étapes suivantes : - une première étape de chauffage d'un mélange comprenant du fuel et de l'eau liquide, de manière à obtenir un mélange de vapeur d'eau et de fuel vaporisé, en équilibre avec de l'eau liquide et du fuel liquide, et - une deuxième étape de surchauffe et de dilution du mélange de vapeurs d'eau et de fuel ainsi formés, ladite deuxième étape consistant à ajouter au mélange saturé obtenu lors de la première étape de la vapeur d'eau sèche en quantité suffisante pour que la température du combustible gazeux obtenu atteigne ou dépasse une valeur prédéterminée permettant d'éviter la formation de fuel liquide et d'eau liquide dans le combustible gazeux obtenu.

Description

PROCEDE DE PREPARATION D'UN COMBUSTIBLE GAZEUX La présente invention a pour objet un procédé de préparation d'un combustible gazeux à partir d'un combustible liquide, par vaporisation de ce dernier en présence d'eau, avec pour objectifs généraux l'amélioration de la sécurité et de la fiabilité des circuits de fuel et la réduction des émissions d'oxydes d'azote (« NOx »). Ce procédé s'applique essentiellement aux combustibles volatils.

Dans le présent document, le terme de « fuel » qui se réfère stricto sensu à des combustibles liquides d'origine pétrolière, sera utilisé comme synonyme de combustible liquide. On qualifiera de « volatil » un fuel qui est vaporisable dans une gamme de température modérée ayant, pour fixer les idées, 100°C pour borne supérieure. Parmi les fuels volatils, on peut citer : (i) les hydrocarbures légers tels que le propane et le butane liquides qui sont les constituants des GPL (gaz de pétroles liquéfiés), les essences ou naphtas ; (ii) les alcools (méthanol ; éthanol ; etc.) ; (iii) les éthers ; (iv) les esters légers etc. Dans ce qui suit, le combustible liquide ou fuel de départ est désigné par le symbole « F » ; le terme de vapeur, lorsqu'il est utilisé seul, se réfère à de la vapeur d'eau ; les expressions de « vapeur sèche » et de « vapeur surchauffée » sont prises comme des synonymes ainsi que les expressions de « pression de vapeur » et de « pression de vapeur saturante ». Une autre notion importante est la « température de rosée » de vapeurs : la température de rosée (en abrégé : « TR ») d'un corps pur pris au départ sous forme totalement vaporisée est la température à laquelle apparaît la première goutte de liquide de ce corps au cours d'un refroidissement isobare. La présente invention traite de mélanges de vapeurs d'eau et de fuel, corps purs qui se condensent dans des intervalles de température distincts ; la température de rosée d'un tel mélange doit alors être définie par rapport à l'un de ses composants ; ainsi : la TR définie par rapport à l'eau (« TRe ») ou « température de rosée aqueuse » correspond à la condensation de la première goutte d'eau (qui est moins volatile que les fuels considérés dans ce document) ; la TR définie par rapport au fuel (« TRf ») que l'on appellera « température de rosée hydrocarbonée », correspond à l'apparition de la première goutte de fuel dans les condensats. La mise en oeuvre de combustibles volatils dans des installations de combustion telles que : turbines à gaz, chaudières, fours, moteurs etc., 5 présente deux principaux inconvénients. Le premier inconvénient a trait à la sécurité de l'installation: lorsqu'une fuite survient au sein du circuit du fuel, par exemple au niveau de raccords ou de presse-étoupes de pompe, le liquide libéré subit une vaporisation qui est brutale lorsqu'il est volatil et, selon la pression régnant dans le circuit, une 10 pulvérisation plus ou moins fine au sein de l'enceinte où est installé le circuit fuel ; cette pulvérisation peut projeter des gouttelettes loin du point où se produit la fuite. Ces fuites accidentelles sont d'autant plus gênantes que l'ambiance des appareils de combustion est en général chaude. Dans le cadre de la prévention des incendies et explosions, elles sont moins aisées à 15 détecter et à maîtriser que des fuites de gaz : elles peuvent générer des nuages de grands volumes sachant que les gouttes de liquide dispersées contiennent plus de matière inflammable qu'un nuage de gaz. Ce risque est accru dans le cas de fuels qui ont une température d'ébullition très inférieure à la température ambiante et sont, de ce fait, extrêmement volatils (cas des 20 GPL). Enfin, tandis qu'une fuite de combustible gazeux peut être détectée au niveau de l'évent de la ventilation de l'enceinte, cela est impossible dans le cas de combustibles liquides pour lesquels il convient d'installer des détecteurs en différents points bas de l'enceinte. Le second inconvénient concerne la fiabilité de fonctionnement du 25 circuit fuel: la mise en oeuvre de liquides volatils à haute pression, lorsque cela est requis par l'appareil de combustion, notamment pour « gaver » des appareils à engrenage (tels que « diviseurs de débit » de turbines à gaz), peut entraîner à la fois des phénomènes de cavitation et des problèmes de grippage liés aux faibles propriétés lubrifiantes de ces liquides. 30 Par ailleurs, les combustibles liquides - même non volatils - présentent au plan environnemental un handicap par rapport aux combustibles gazeux car leur combustion génère plus de NOx que ces derniers. En effet, d'une part, la technique « bas NOx » reposant sur des « flammes de pré- mélange pauvres » qui est largement utilisée pour brûler des gaz, n'est pas applicable aux combustibles liquides car leurs températures d'auto-inflammation (« Tai ») et leurs délais d'auto-inflammation, qui sont sensiblement plus faibles, sont à l'origine de retours de flamme : par exemple le n-pentane a une Tai de 260°C alors que celle du méthane - constituant principal du gaz naturel - vaut 537°C. D'autre part, lorsqu'on brûle un fuel en « flamme de diffusion », à défaut de pouvoir le brûler en flamme de pré-mélange pauvre, il est alors nécessaire d'injecter des quantités substantielles de diluants (eau liquide ou vapeur d'eau) pour réduire l'émission de NOx thermiques car les fuels ont par ailleurs des températures de combustion adiabatique stoechiométrique (« Tas ») plus élevées que les gaz. Dans une flamme d'hydrocarbure liquide, de tels niveaux élevés d'injection de diluant ajoutés aux turbulences engendrées par l'évaporation et la combustion des gouttes, induit des effets thermo-acoustiques (pulsations de pression et vibrations) qui sont néfastes pour la durée de vie des composants du système de combustion. Il y a donc également un intérêt à brûler un combustible sous sa forme vaporisée plutôt qu'à l'état liquide, qu'il soit volatil ou non. Transformer un combustible liquide en un combustible gazeux revient à le vaporiser, ce qui, au niveau industriel, est réalisé en général en deux étapes: (i) on vaporise le fuel dans un « évaporateur », à une température (« T' ») correspondant à une certaine pression « P » qui sera avantageusement la pression requise pour l'application finale (par exemple la pression d'injection dans l'appareil de combustion) : on obtient ainsi des vapeurs saturées sous la pression P et à la température T'; (ii) on réalise, dans un réchauffeur en aval de l'évaporateur, une surchauffe isobare de ces vapeurs ce qui signifie qu'on augmente sa température T' d'un incrément que l'on appellera « degré de surchauffe » et qui peut être de 10 à plusieurs dizaines de degrés Celsius. Cette surchauffe vise à éviter que les vapeurs du fuel ne se recondensent en d'éventuels points froids de la tuyauterie qui relie l'évaporateur à l'appareil de combustion (par exemple : une vanne de détente). D'une façon générale, tout entraînement de condensat inflammable, même en très faible quantité, est à éviter car il perturberait gravement la combustion et pourrait endommager les composants du foyer, notamment par « effet de chalumeau ». Cette méthode classique de vaporisation/surchauffe évite certes de manipuler des liquides volatils au sein de l'installation de combustion et supprime donc - ipso facto - les inconvénients des fuels aux plans de la sécurité et de la fiabilité de fonctionnement. Elle comporte toutefois deux inconvénients notables: - l'étape de vaporisation implique une ébullition permanente du fuel au sein de l'évaporateur, processus qui peut faire l'objet de dérèglements difficiles à anticiper, tels que surpressions, projections, moussages, lesquels augmentent le taux d'entraînement de vésicules liquides dans les vapeurs et peuvent même présenter un danger d'exploitation (débordement ; emballement) d'autant plus sérieux que la température d'ébullition est plus élevée (cas du pentane liquide) et que le liquide et ses vapeurs sont plus facilement inflammables, - cette méthode ne réduit pas le niveau d'émission de NOx car les vapeurs formées sont constituées de combustible pur mais tend au contraire à les augmenter puisque ces vapeurs sont injectées dans la flamme à une température plus élevée que ne le serait le combustible liquide de départ, ce qui augmente la valeur de « Tas ». On peut, pour réduire les NOx, diluer ces vapeurs de fuel avec un gaz inerte, par exemple de la vapeur d'eau sèche qui est un fluide industriel largement répandu. Pour réaliser un tel mélange, deux voies sont envisageables : * une première voie, qui procèderait en deux étapes, consisterait d'abord à produire des vapeurs saturées du fuel en le vaporisant selon la méthode classique précédente puis à y injecter de la vapeur sèche en ligne pour réaliser la dilution-surchauffe de ces vapeurs; toutefois, on retrouve dans la première étape les inconvénients liés au processus d'ébullition, * une deuxième voie consisterait à effectuer l'opération en ligne et en une seule étape, en injectant de la vapeur qui assurerait à la fois la vaporisation et la surchauffe du fuel et la dilution de ses vapeurs ; ce procédé de vaporisation directe en ligne, séduisant par sa simplicité, présente néanmoins un sérieux inconvénient au plan de la fiabilité. En effet, un fonctionnement en ligne permet difficilement de s'assurer que la vaporisation est rigoureusement complète et ceci de façon permanente, y compris durant les phases transitoires (démarrages ; arrêts ; changements de régime) et qu'on ne génère pas de condensats qui se trouveraient alors entraînés vers la combustion, avec les conséquences néfastes mentionnées précédemment. La présente invention vise à remédier à ces inconvénients.

L'invention a ainsi pour objet un procédé de préparation d'un combustible gazeux à partir d'un fuel. Le procédé selon l'invention comprend les étapes suivantes : - une première étape de chauffage d'un mélange comprenant du fuel et de l'eau liquide, de manière à obtenir un mélange de vapeur d'eau et de 10 fuel vaporisé, en équilibre avec de l'eau liquide et du fuel liquide, et - une deuxième étape de surchauffe et de dilution du mélange de vapeurs d'eau et de fuel ainsi formés, ladite deuxième étape consistant à ajouter au mélange saturé obtenu lors de la première étape de la vapeur d'eau sèche en quantité suffisante pour que la température du combustible gazeux 15 obtenu atteigne ou dépasse une valeur prédéterminée permettant d'éviter la formation de fuel liquide et d'eau liquide dans le combustible gazeux obtenu. La première étape peut être mise en oeuvre dans un réservoir dont la température est maintenue à une valeur choisie de manière à ce que la pression du mélange saturé dans le réservoir permette un transfert du 20 combustible gazeux en aval du réservoir. Le combustible gazeux obtenu à l'issue de la deuxième étape peut présenter : - une teneur en vapeur d'eau prédéterminée, ou - une température présentant ou dépassant un écart prédéterminé par 25 rapport à sa température de rosée hydrocarboné et/ou un écart prédéterminé par rapport à sa température de rosée aqueuse. Le procédé peut être opéré en mode continu et : - le réservoir peut être alimenté, en mode continu ou intermittent, en eau liquide et en fuel, de manière à assurer la présence permanente et 30 simultanée de ces deux phases, - on peut transférer en continu, à travers une première vanne, le combustible gazeux hydraté primaire issu du réservoir dans une ligne qui comprend un mélangeur à l'entrée duquel on ajoute de la vapeur surchauffée, l'ouverture de la première vanne étant régulée pour maintenir constante la pression P2 en aval du mélangeur, - le débit de vapeur d'eau ajoutée peut être contrôlé en asservissant l'ouverture d'une troisième vanne d'injection à l'ouverture de la première 5 vanne de façon à maintenir constant le rapport du débit de vapeur d'eau sur le débit de combustible gazeux hydraté primaire, - on peut délivrer en sortie de procédé, le combustible gazeux hydraté secondaire ainsi obtenu, à travers une deuxième vanne qui assure la détente de ce dernier de la pression P2 à une pression P spécifiée. 10 Le procédé peut comprendre en outre une étape de mélange du combustible gazeux obtenu à l'issue de la deuxième étape avec un gaz combustible ou avec un gaz inerte. Le procédé peut être mis en oeuvre dans un dispositif comprenant : - un réservoir alimenté en fuel, en eau liquide et en chaleur, qui 15 comprend un moyen de régulation de température et dont sort le combustible gazeux hydraté primaire issu de la première étape du procédé, - une première vanne traversée par le combustible gazeux hydraté primaire issu du réservoir et dont l'ouverture variable est pilotée pour maintenir constante la pression P2 dans la ligne, 20 - une ligne « L » qui : (i) peut comprendre en série : un mélangeur, un transmetteur de pression P2 et une deuxième vanne qui assure la détente du combustible gazeux hydraté secondaire de la pression P2 à la pression P, et dont l'ouverture variable est pilotée par la demande en combustible gazeux hydraté 25 en sortie du procédé, (ii) peut être alimentée par le combustible gazeux hydraté primaire à travers la première vanne et par de la vapeur surchauffée introduite en amont du mélangeur et à travers une troisième vanne ; cette troisième vanne, qui délivre ladite vapeur surchauffée en amont du mélangeur de la ligne « L », a 30 son ouverture asservie à celle de la première vanne, (iii) peut délivrer à sa sortie le combustible gazeux hydraté secondaire issu de la deuxième étape du procédé, à la température T et la pression P2.

La source de chaleur du réservoir peut comprendre de l'eau surchauffée, de la vapeur d'eau, ou un serpentin alimenté électriquement ou traversé par un fluide chaud. La partie inférieure du réservoir accueillant l'eau liquide et le fuel 5 liquide peut comprendre deux compartiments séparés par une cloison verticale dont l'arête supérieure est horizontale, un premier compartiment contenant de l'eau liquide et du fuel liquide, un deuxième compartiment étant en permanence rempli d'eau jusqu'à l'arête supérieure de la cloison, un organe moteur extrayant en permanence de l'eau du premier compartiment et la 10 transférant dans le deuxième compartiment, de manière à entraîner un débordement permanent d'eau du deuxième compartiment par dessus l'arête supérieure de la cloison, l'eau ainsi déversée rejoignant par gravité la phase aqueuse inférieure du premier compartiment. Dans un mode de réalisation, a) la vapeur introduite dans le réservoir 15 est utilisée pour aspirer de l'eau liquide du réservoir à travers un éjecteur à vapeur qui injecte ladite vapeur mélangée à l'eau liquide, ainsi aspirée, au sein de l'atmosphère du réservoir, b) l'eau introduite dans le réservoir est injectée par pulvérisation sous pression dans l'atmosphère du réservoir à l'aide d'une buse, et c) les injections de vapeur ou d'eau qui précèdent sont réalisées dans 20 une chambre spécifique du réservoir qui communique avec une chambre de sortie du réservoir à travers un jeu de chicanes verticales destinées à assurer par effet inertiel l'arrêt de vésicules liquides. D'autres caractéristiques et avantages de la présente invention apparaîtront plus clairement à la lecture de la description suivante donnée à 25 titre d'exemple illustratif et non limitatif et faite en référence aux dessins annexés sur lesquels : - la figure 1 illustre schématiquement un dispositif permettant la mise en oeuvre du procédé selon l'invention, et - les figures 2 à 4 illustrent différents modes de réalisation du 30 dispositif. Le procédé de « vaporisation humide » d'un combustible liquide selon l'invention, dans lequel de la vapeur d'eau est utilisée pour réaliser de façon très fiable la vaporisation et la surchauffe du fuel ainsi que la dilution de ses vapeurs, supprime les risques d'entraînement de condensats. Ce procédé permet d'atteindre les objectifs suivants : (i) le contrôle de la pression et indépendamment : (ii) le contrôle du degré de surchauffe des vapeurs de fuel ou bien de la teneur en vapeur d'eau dans le combustible gazeux produit.

On notera respectivement « P » et « T » la pression et la température à l'entrée de l'application dans laquelle sera utilisé le fuel vaporisé, application qui sera généralement une combustion et que, de façon plus générale, on appellera « application aval ». On remarquera que, tandis que « P » est une donnée d'entrée du procédé selon l'invention, « T » est une variable qu'il convient de déterminer pour réaliser les objectifs assignés. Le mélange gazeux produit sera désigné par l'expression de « combustible gazeux hydraté » (en abrégé : « CGH »). Le fuel vaporisé sera noté en abrégé « FV » ; la fraction molaire de vapeur d'eau ou « fraction humide » dans le CGH sera notée « fH2O » et la fraction molaire en fuel vaporisé ou « fraction hydrocarbonée » sera notée « fRi », l'adjectif « hydrocarboné » n'excluant pas que le fuel contienne d'autres composants que des hydrocarbures. La somme de fFy et de f"2° est donc par définition égale 1. Ce procédé de « vaporisation humide », tel qu'illustré à la figure 1, comprend deux étapes : - une étape dans laquelle on réalise, à température contrôlée, une vaporisation conjointe (ou « co-vaporisation ») d'eau et de fuel, et - une étape dans laquelle on surchauffe et dilue en ligne le mélange de vapeurs d'eau et de fuel ainsi formé, à l'aide de vapeur d'eau sèche. Lorsqu'on brûle un combustible gazeux, la « température de rosée hydrocarbonée » de ce dernier est une grandeur essentielle dans la mesure où, comme souligné précédemment, l'injection indue de condensats d'hydrocarbures dans les flammes peut gravement endommager les foyers. On imposera donc que le degré de surchauffe par rapport à la température de rosée hydrocarbonée - soit « ATRf » - soit au moins égal à une valeur spécifiée « Af » qui sera, de façon conservative, d'une dizaine à plusieurs dizaines de degrés Celsius. Le degré de surchauffe par rapport à la température de rosée aqueuse (soit « ATRe ») est un paramètre moins critique mais qui doit néanmoins rester strictement positif pour éviter l'injection intempestive de gouttes d'eau dans les flammes : on imposera que ATRe soit au moins égal à une autre valeur spécifiée « De », qui ne sera en général, pour fixer les idées, que de quelques degrés Celsius. En d'autres termes, l'objectif à atteindre s'écrit : T = TRf + ATRf TRf + (« condition No 1 ») et/ou : T = TRe + ATRe TRe + De (« condition No 2 »). Pour la clarté, la condition No 1 sera appelée: « critère de surchauffe prédéterminé vis-à-vis du point de rosée hydrocarbonée », la condition No 2 sera appelée: « critère de surchauffe prédéterminé vis-à-vis du 10 point de rosée aqueuse ». Les deux étapes du procédé selon l'invention peuvent être réalisées en mode continu ou discontinu. En vue d'une application industrielle, on optera en général pour le mode continu. Le procédé correspondant peut être décrit de la façon suivante (figure 2): 15 Première étape : On alimente un réservoir sous pression R avec , d'une part, du combustible liquide ou « fuel » pris d'un réservoir de stockage S initial et délivré à travers une vanne Vf, et, d'autre part, de l'eau liquide délivré à travers une vanne \ie., par mesure de sécurité, ce réservoir aura été 20 préalablement « inerté ». Dans ce réservoir R, qui est chauffé et maintenu à la température T1, on crée ainsi une atmosphère constituée de vapeur d'eau et de fuel vaporisé qui sont en équilibre, à la température T1, avec les deux phases liquides correspondantes. Dans un tel système isotherme, le choix de la température fixe tous les autres paramètres physiques. Plus précisément, 25 les pressions de vapeur saturantes de l'eau (« PH2O ») et du FV (« PFV ») sont corrélées à la température T1 par des formules classiques du type: (1) p1H20 = (T1/100)4 formule de Duperray (2) p1FV = 10A -["Ti C)] loi d'Antoine (les 30 constantes A, B et C dépendent du fuel) La pression totale P1 régnant dans le réservoir R s'écrit: (3) = piH20 piFV D'après (1), (2) et (3), P1 ne dépend donc que de (4) P1 = (T1/100)4 + 10A -[B /Cri + C)] Cette étape de co-vaporisation des deux liquides présente plusieurs avantages : - on peut contrôler totalement les équilibres liquide-vapeur relatifs à l'eau et au fuel, dans des conditions de température et de pression bien stabilisées, par opposition à une opération de vaporisation qui serait réalisée « en ligne » et dans laquelle les vapeurs pourraient être sursaturées et se recondenser en aval du point d'injection avec les risques déjà mentionnés, - à l'instar de ce qui se passe dans une « chaudière à ballon », la 10 présence permanente d'eau et de fuel liquides dans le réservoir assure une production continue des vapeurs même dans le cas d'arrêts momentanés éventuellement inopinés - de l'arrivée d'eau ou de fuel, - il n'y a pas d'ébullition dans le réservoir ; en effet d'après l'équation (3), on a à la fois : P1 > p1E120 et p1 > piFV, ce qui signifie que ni 15 l'eau ni le fuel n'entre en ébullition dans le réservoir R puisque, par définition, l'ébullition d'un liquide intervient lorsque sa pression partielle atteint la pression totale environnante ; ce procédé élimine donc les risques de dérèglements liés aux phénomènes d'ébullition ; l'existence d'une surface libre bien définie entre les phases vapeur et liquide réduit aussi les risques 20 d'entraînement de liquide, - cette étape du procédé permet donc d'ajuster la pression du CGH produit : la température T1, arbitraire, peut être choisie de façon à ce que la pression P1 dans le réservoir R soit égale à la pression « P » requise à l'entrée de l'application aval, augmentée d'un incrément 3,P, qui sera choisi égal à la 25 somme, d'une part, des diverses réductions de pression requises pour les besoins du procédé et, d'autre part, des pertes de charges que subira le CGH entre le réservoir R et l'application aval. Cet incrément de pression 3,P sera appelé « réserve de pression statique » et la somme des termes de réduction de pression et de pertes de charge sera désignée globalement par l'expression 30 de « perte de charge globale ». En d'autres termes la « réserve de pression statique » 3.1p sera prise égale à la « perte de charge globale » et assurera le transfert ultérieur du combustible gazeux hydraté qui vient d'être préparé vers l'application aval, soit P1 = P + AP, - au plan de la sécurité, la présence d'eau liquide en contact avec le fuel liquide apporte une mitigation des risques d'incendie au niveau du réservoir tandis que la présence de vapeur d'eau apporte aussi une mitigation du risque d'explosion dans la phase gazeuse.

Au plan de l'installation, on a intérêt à prendre un réservoir R de volume limité pour minimiser le coût d'investissement et réduire la quantité de fuel sous pression qui y séjourne. Au sein de ce réservoir, qui est isolé thermiquement pour limiter les déperditions de chaleur, il convient d'assurer trois bilans équilibrés pour assurer une production continue: - le premier bilan est celui des molécules de fuel, - le second est le bilan thermique : on doit apporter au contenu du réservoir R les calories nécessaires pour vaporiser l'eau et le fuel et maintenir la température au niveau T1, - le troisième est le bilan des molécules d'eau.

Pour équilibrer le premier bilan, on apportera au réservoir R la quantité de fuel nécessaire et suffisante pour compenser son évaporation. S'agissant des deuxième et troisième bilans, deux options existent : - soit on réalise le chauffage sans ajouter de molécule d'eau au réservoir R, par exemple à l'aide d'un serpentin immergé dans la phase aqueuse et chauffé électriquement ou parcouru par un fluide thermique (eau chaude ou vapeur); dans ce cas, on équilibrera le troisième bilan en compensant le flux de molécules d'eau évaporées par un apport équivalent d'eau liquide, - soit on réalise le chauffage en introduisant dans le réservoir de l'eau chaude surchauffée ou de la vapeur (fluides que l'on désignera collectivement par l'expression de « fluide thermique aqueux »), auquel cas les deuxième et troisième bilans sont couplés puisqu'on apporte à la fois de la chaleur et des molécules d'eau ; selon l'enthalpie spécifique du fluide thermique aqueux utilisé, il faudra apporter un complément d'eau liquide ou bien un complément de calories : (i) si l'enthalpie du fluide thermique est très élevée (par exemple vapeur sèche à haute température), la quantité de molécules d'eau ajoutées sera limitée et il faudra un appoint supplémentaire d'eau liquide pour équilibrer le bilan H2O ; (ii) si, au contraire, on utilise un fluide thermique aqueux à faible enthalpie (par exemple de l'eau faiblement surchauffée), la quantité de molécules d'H20 qui sera à ajouter au réservoir pour fournir toutes les calories nécessaires excèdera (si on se limitait à ce seul moyen de chauffage) la consommation d'eau du processus d'évaporation et il faudra alors soustraire de l'eau du réservoir pour empêcher son débordement; pour éviter ce dernier scénario, on limitera l'ajout de ce fluide thermique aqueux et on recourra à un moyen de chauffe complémentaire, par exemple électrique. A l'intérieur du réservoir R, il est en outre nécessaire de « gérer » les niveaux d'eau et de combustible liquides, c'est à dire de détecter la surface libre (niveau du fuel qui est la phase surnageante) et l'interphase fuel-eau ; on peut par exemple mesurer en continu ces deux niveaux à l'aide de deux flotteurs de « densités apparentes » appropriées : le premier flotteur aura une densité apparente inférieure à celle du fuel et flottera à la surface de ce dernier ; le second aura une densité apparente comprise entre celles du fuel et de l'eau et se stabilisera à l'interphase eau/fuel (le terme de « densité apparente » signifie que les flotteurs peuvent être creux ou contenir un lest pour obtenir la densité requise). Ces flotteurs sont connectés à des transmetteurs de niveau qui commandent par exemple, sur information de niveau bas ou haut, l'injection ou l'arrêt de l'appoint d'eau ou de fuel; on notera que ces appoints peuvent être continus ou intermittents et gérés entre deux consignes de niveaux haut et bas de chaque liquide. La présence conjointe des deux phases liquides étant assurée et la température étant stabilisée au sein de R, la thermodynamique impose que l'équilibre eau/vapeur d'eau s'y établisse, même si la phase fuel qui est en général plus légère et non miscible à l'eau isole physiquement la phase aqueuse de l'atmosphère de R, sachant néanmoins que l'accès à l'équilibre est dans ce cas moins rapide. Aussi, pour s'assurer que la cinétique du processus de vaporisation de l'eau « suive » celle de vaporisation du fuel, on peut « forcer » le contact entre la phase aqueuse et l'atmosphère du réservoir. On pourra recourir par exemple au dispositif suivant (figure 3) : - la partie inférieure du réservoir R accueillant les deux liquides est divisée en deux « bassins » Be et Bf séparés par une cloison verticale W : cette cloison ne monte pas jusqu'à la paroi supérieure du réservoir R (autrement dit, elle ne scinde pas l'atmosphère du réservoir en deux zones) et a son arrête supérieure horizontale, - le bassin Bf contient d'une part une hauteur d'eau limitée et d'autre part la totalité de la phase fuel de façon à ce que la surface libre atteigne par 5 exemple la mi-hauteur de la cloison W, - le bassin Be est en permanence rempli d'eau « à ras bord » qui affleure le long de l'arête supérieure de W, - un organe moteur, qui peut être une pompe ou un éjecteur à vapeur, extrait en permanence de l'eau du bassin Bf et la transfère dans le bassin Be, 10 ce qui provoque un débordement permanent d'eau du bassin Be, par dessus l'arête supérieure de W ; l'eau ainsi déversée s'écoule le long de la paroi de la cloison, sur laquelle elle forme un film qui favorise son évaporation, et rejoint par gravité la phase aqueuse inférieure du bassin Bf; le débit de cette pompe est suffisamment élevé, par exemple 2 à 3 fois le débit d'eau consommée par 15 la vaporisation, pour créer un taux de renouvellement élevé de la surface libre du bassin Be. Cette recirculation d'eau qui renouvelle en permanence la surface libre du bassin Be et élimine ainsi le film éventuel de fuel condensé qui pourrait s'y déposer, assure ainsi un contact direct entre l'eau liquide et la phase vapeur ; 20 elle homogénéise aussi thermiquement les deux liquides présents dans les deux bassins. D'autres modes opératoires sont possibles pour favoriser l'accès à l'équilibre eau-vapeur: - lorsque de la vapeur est introduite comme « fluide thermique 25 aqueux » dans le réservoir R, à travers la vanne Vv1, elle pourra être utilisée pour aspirer de l'eau liquide du réservoir selon l'effet d' « éjecteur à la vapeur » (figure 3) ; cet éjecteur EV déchargera donc une mélange vapeur/eau au sein de l'atmosphère du réservoir R, - lorsque de l'eau est introduite comme « fluide thermique aqueux », à 30 travers la vanne V' elle pourra être pulvérisée sous pression dans l'atmosphère de R à l'aide d'une buse BE (figure 4). Ces deux modes opératoires génèrent néanmoins des jets de liquides dans l'atmosphère de R, qui peuvent provoquer l'apparition de vésicules liquides d'eau et de fuel dans la phase vapeur ; toutefois, la section horizontale du « ciel » du réservoir R est beaucoup plus forte que si on vaporisait en ligne (dans une tuyauterie) ; de ce fait, la vitesse ascendante du courant de vapeurs d'eau et de fuel dans le « ciel » du réservoir R est faible 5 (par exemple de l'ordre de 0,1 m/s) et ne suffit pas à entraîner de telles vésicules vers la sortie du réservoir R. Si on souhaite prendre une mesure drastique contre ce risque d'entraînement, on peut pratiquer ces opérations dans une chambre spécifique (ou chambre d'équilibrage CE) du réservoir R, laquelle pourra communiquer avec une chambre de sortie CS dudit réservoir R 10 à travers un jeu de chicanes verticales qui assureront l'arrêt par inertie d'éventuelles vésicules de liquides (figure 4). La fin de cette première étape consiste à transférer le mélange de vapeur obtenu hors du réservoir R à travers une vanne Vi. Le CGH produit par cette première étape sera appelé « combustible 15 gazeux hydraté primaire » ou « CGH primaire » et noté en abrégé « CGH1 ». A titre d'illustration, dans le cas de la vaporisation humide de butane à une température d'équilibre T1 = 120 °C, on a, par exemple : piFV = 22 atm ; p1l-120 = 2 atm, d'où : P1= 24 atm. La fraction hydratée du CGH primaire vaut : fr° = 2/24 = 0,083 et la fraction de FV vaut donc : 20 fiFy = 0,917. Au terme de l'étape 1, les vapeurs de fuel et d'eau sont par définition saturées; on remarquera en outre, sur l'exemple pris, que la fraction hydratée (0,083) reste bien trop faible pour, d'une part, mitiger correctement les risques encourus en cas de fuite du CGH primaire au sein de l'application aval 25 et, d'autre part, réduire substantiellement l'émission de NOx lorsque cette application est une combustion. Deuxième étape : Le gaz CGH primaire sortant du réservoir R via la vanne V1 entre dans 30 une ligne L qui peut être une tuyauterie ou une capacité, de préférence de faible volume, et qui, comme le réservoir R, aura été préalablement purgée de son air. La pression dans la partie aval de cette ligne L qui est également isolée thermiquement, sera notée P2. A l'entrée de L, on injecte également un flux de vapeur sèche dont l'objectif est précisément d'augmenter à la fois la fraction hydratée du CGH1 et sa température jusqu'à un niveau T2 qui sera défini plus loin. La vapeur sèche utilisée doit avoir une pression FIv supérieure à P2 pour que son injection dans la ligne L soit possible et sa température ev doit être suffisamment élevée pour qu'on ait à en injecter des quantités raisonnables. Le mélange obtenu en aval sera appelé « combustible hydraté secondaire » et noté CGH2. Sa température T2 est conditionnée par le bilan thermique de ce mélange, qui peut s'écrire: (5) T2 = T1 + Rnio, * Fv * (ev - T1) / (1 + Rmol * Fv) - Rrno, est le « ratio d'injection molaire » de vapeur sèche, soit le rapport entre le débit molaire de vapeur injectée dans l'étape 2 et celui du CGH1; on notera que le « ratio d'injection massique » Rmass correspondant vaut : (6) Rmass = Rmol * MH20IMFv où MH20 et MR/ sont respectivement les masses molaires de l'eau et du fuel. - Fv représente le « ratio des Cp » c'est à dire le rapport entre la capacité calorifique molaire moyenne de la vapeur et celle du CGH1 (CpCGH1), sachant que l'on a : fiH20 (7) CpcGH1 = f1H20 - LIDR/ *CpH20 L'équation (5) équivaut à : (8) Rnio, = (T2 - T1) / [Fv * (ev - T)] Le bilan des molécules d'H20 permet de calculer la fraction hydratée du CGH2, soit « f2H20 », en fonction de f1"2° et de Rrno, : (9) f2H20 = (Rmoi f1H20, )n1 + R,01) Cette équation équivaut à : (10) Rmol = (f2H20 _ f1H2O)/(1 _ f2H20) Ces deux équations montrent que, une fois fr° définie (comme résultat de l'étape 1), les grandeurs Rrno, et f2"2° dépendent seulement l'une 30 de l'autre. Pour un fonctionnement continu, l'injection de vapeur sèche sera effectuée en ligne, à travers la vanne Vv2. On notera que, si l'on a utilisé dans la première étape de la vapeur surchauffée comme « fluide thermique aqueux », cette même vapeur surchauffée pourra être utilisée dans la deuxième étape à condition qu'elle satisfasse aux critères énoncés précédemment. Au plan des équipements, on installera dans la ligne L un mélangeur 5 M, par exemple de type statique, qui réalisera un mélange homogène entre le CGH primaire entrant et la vapeur sèche injectée, mélangeur dont on tiendra compte de la perte de charge dans la définition de la « réserve de pression statique » AP. La pression P2 est définie et mesurée en aval du mélangeur M. Au plan du contrôle-régulation du procédé, on pourra opérer comme 10 suit : - la température dans le réservoir R est régulée, comme indiqué plus haut, autour de T1 par chauffage à l'aide d'un serpentin ou d'une résistance chauffante ou par injection de vapeur ; la pression P1 du gaz CGH primaire à la sortie de R est ainsi définie et constante, 15 - l'ouverture de la vanne progressive V1 est régulée pour maintenir la pression P2 à un niveau constant dans la section L avec, par exemple : P2 = P1 - 5 (en bars), - le débit de vapeur sèche injectée est par exemple contrôlé en asservissant l'ouverture de v,2 à celle de la vanne V1 délivrant le gaz CGH 20 primaire, de façon à maintenir constant le ratio Rn), ou R,assi - enfin, le débit du gaz combustible gazeux hydraté secondaire (CGH2) quittant la section L est contrôlé en régulant l'ouverture de la vanne V2, selon la demande en CGH de l'application aval. En aval de la vanne V2, c'est à dire à la sortie du procédé qui est aussi 25 l'entrée de « l'application aval », les caractéristiques du CGH secondaire sont donc les suivantes : - sa pression P est égale à P2 diminuée de la dernière chute de pression, celle dans la vanne V2, - sa température T est identique à T2 (l'influence de l'effet « Joule-30 Thompson » étant traitée plus bas), - sa fraction hydraté f"2° et sa fraction hydrocarbonée fFv sont respectivement identiques à f2"2° et à f2R/ puisqu'il n'y pas de nouvelle introduction de vapeur, - les pressions partielles de H2O et de fuel valent respectivement : (11) pH20 = p2H20 * ID/ p2 (12) pFV = p2FV * ID/ p2 L'approche consiste donc à déterminer combien de vapeur sèche il faut 5 injecter dans l'étape 2 pour réaliser l'un des objectifs suivants : (i) soit atteindre une fraction hydratée « f0H20 » > prédéterminée ; (ii) soit satisfaire à un « critère de surchauffe » prédéterminé qui peut être : (a) un degré de surchauffe ATRf du CGH final au moins égal à une valeur spécifiée Af ou : (b) un degré de surchauffe ATRe du CGH final au moins égal à une valeur valeur-10 objectif 3,' ou (c) les deux conditions (a) et (b). Il faut donc déterminer les valeurs du ratio d'injection Rrno, permettant d'atteindre l'objectif choisi. Ceci peut être réalisé à l'aide d'un tableur, de la façon suivante : - on incrémente progressivement le paramètre Rrno, (ou Rmass) en partant de zéro, 15 - pour chaque valeur de Rrno, (ou de Rmass), on calcule les caractéristiques du CGH en sortie de procédé, notamment les valeurs de f"2°, ATRf et ATRe que l'on compare respectivement à foH2°, A, et Af, - on note la valeur de Rrno, ou de Rmass à partir de laquelle l'objectif choisi est atteint. 20 Cette approche sera illustrée dans les exemples de réalisation. A ce niveau, il convient de mentionner un processus particulier qui intervient dans le procédé selon l'invention: il s'agit de la variation de température subie par un gaz par effet dit de « Joule-Thompson » lorsqu'il est détendu de façon isenthalpique. Cet effet de Joule-Thompson s'applique au 25 CGH lors de ses détentes dans les vannes V1 et V2, et à la vapeur sèche lors de sa détente dans la vanne V,2, ces détentes pouvant être considérées comme isenthalpiques. De telles variations de température par effet JouleThompson, que l'on notera dTJT, sont négatives pour les fluides considérés (dTJT < 0). Elles doivent être prises en compte car elles pourraient générer des 30 condensats, certes en faibles quantités mais néanmoins indésirables et doivent donc être largement compensée par l'accroissement d'enthalpie apportée par l'injection de vapeur surchauffée. Le coefficient de Joule-Thompson (dTJT/dP)H est de l'ordre de - 0,75°C/bar pour la vapeur d'eau surchauffée et de moins de - 0,1 °C/bar pour les vapeurs d'hydrocarbures. On tiendra compte de façon très conservative de l'effet de Joule Thompson en retranchant 10°C à la valeur de T résultant des calculs qui précède, ce qui revient à considérer une baisse de température forfaitaire par effet de Joule Thompson, de 10°C.

Au lieu de partir d'une qualité donnée de vapeur sèche à injecter (caractérisée par sa température ev) et de calculer le ratio d'injection Rn), permettant d'atteindre l'objectif choisi, on peut inversement fixer la quantité de vapeur sèche à injecter (c'est à dire Rmol) et déterminer, à l'aide de l'équation (8), la valeur de ev nécessaire pour atteindre un critère de surchauffe prédéfini du CGH secondaire. On pourra, pour ce faire, partir d'une valeur initiale de ev égale par exemple à T1 et l'incrémenter jusqu'à atteindre ce critère de surchauffe. On notera aussi que le CGH produit peut être affecté à toute autre application que l'opération de combustion directe à laquelle se réfère principalement le présent document. Il est notamment possible de mélanger le CGH produit avec un autre gaz inerte ou combustible (« gaz tiers »), pris sous une pression supérieure à P, en veillant à respecter les critères de surchauffe. On peut par exemple le mélanger à du méthane ou à un gaz naturel riche en méthane dont une propriété intéressante est d'avoir une température de rosée hydrocarbonée très basse (-161°C sous la pression atmosphérique) : dans ce cas, il suffira par exemple de préchauffer le méthane ou le gaz naturel à une température T' telle que le mélange résultant satisfasse aux critères de surchauffe prédéfini : la méthode de calcul exposée ci-dessus peut être aisément transposée sachant que du fait de l'effet de dilution des vapeurs causé par l'ajout du gaz tiers, une température T' égale à T est suffisante pour satisfaire à ce critère.30 Exemple 1: préparation d'un combustible gazeux hydraté (CGH) à partir de n-pentane et d'eau avec pour objectif un critère de surchauffe, à savoir une valeur de Af spécifiée ou une valeur de A, spécifiée On souhaite brûler du n-pentane, de formule C5H12, dans une turbine à gaz. Le pentane est un liquide extrêmement volatil : son point d'ébullition normal est de 36°C et sa pression de vapeur à 45°C (niveau de température voisin de celui de l'enceinte de la turbine) est de 1,35 atm. Par ailleurs, la viscosité du pentane liquide (de l'ordre de 0,2 cSt à 30°C) est environ 3 fois plus faible que celle de l'eau et son pouvoir lubrifiant est donc très médiocre. Aussi, plutôt que de l'injecter sous forme liquide dans la turbine, on préfère en réaliser d'abord une vaporisation humide selon le procédé de l'invention et le brûler à l'état gazeux dans la turbine. Ceci permet aussi de réduire l'émission de NOx en fonction de la fraction humide du CGH secondaire créée dans le CGH, sachant que les turbines à gaz s'accommodent de combustibles très chargés en vapeur d'eau : la fraction molaire d'H20 peut atteindre 80% pour des fuels à forts pouvoir calorifiques tels que le pentane. La turbine à gaz considérée nécessite une pression d'injection de 15 20 bars effectifs, soit une pression absolue P d'environ 16 bars et requiert les critères de surchauffe suivants : - un degré minimal 3,f de surchauffe du gaz de 30°C par rapport à la TR hydrocarbonée, - un degré minimal De de surchauffe du gaz de 5°C par rapport à la TR 25 aqueuse. La pression de vapeur saturante de l'eau est donnée par l'équation (1). Celle du pentane est donnée, entre -78 et + 196 °C, par l'équation suivante (R.C. Reid, The properties of liquids and gases, Mc Graw Hill, 1987) : (11) In(PiFv, /Pc) = (Tc/T)*[A*(1-T/Tc) + B*(1-T/Tc)15 + C*(1-T/Tc)3 + 30 D*(1-T/Tc)61 avec Tc = 469,7 K ; Pc = 33,7 bar A = -7,28936 ; B = 1,53679 ; C =- 3,08367 ; D = - 1,02456 Pour mettre en oeuvre le procédé selon l'invention, on prend P1 = 25 bars comme objectif de pression à générer dans le réservoir R ; la « réserve de pression statique » AP vaut donc : 25 - 16 = 9 bars ; elle compensera les réductions de pression nécessaires au fonctionnement des vannes V1 et V2, les pertes de charges ordinaires entre le réservoir R et l'application finale ainsi que la perte de charge singulière dans le mélangeur M. On prend un réservoir R de volume 2 m3, dont, par exemple, la hauteur fait 2 m et la base a 1 m2 de section. On utilise le dispositif de renouvellement de la surface libre de l'eau décrit précédemment (figure 3), les bassins Be et Bf ayant pour sections respectives 0,75 m2 et 0,25 m2 car le pentane est plus aisément vaporisable que l'eau. Les équations (1), (11) et (4) montrent que, pour atteindre une pression totale P1 de 25 bars absolus dans l'étape 1, il faut porter le réservoir R à la température T1 de 159,3°C, les pressions partielles de pentane et d'eau correspondantes valant alors: - p105H12 = 18,60 bars, - p1l-120 = 6,43 bars, dont résulte pression totale : P1 = 25,03 25 bar abs. Pour réaliser cette co-vaporisation isotherme d'eau et de n-pentane, on dispose sur le site industriel d'une vapeur haute pression à 375°C sous 30 bars. Un calcul de bilan thermique aisé montre que si l'on n'utilisait que cette seule source de chaleur, il faudrait ajouter dans le réservoir R plus de molécules de H20 que n'en consomme la production du CGH1 et donc soutirer cet excès d'eau; aussi, on préfère se limiter à une injection de vapeur HP couvrant la balance des molécules d'eau - ce qui se fait en contrôlant le niveau d'eau comme décrit précédemment - et faire l'appoint nécessaire de calories à l'aide d'un serpentin électrique. La vanne V1 permet de détendre le CGH primaire issu du réservoir R de 25 à 20 bars abs. dans la ligne L qui est une tuyauterie dotée d'un mélangeur statique M. Pour l'étape 2, on utilise la même vapeur haute pression à 375°C sous 30 bars que l'on détend jusqu'à 20 bar dans la ligne L. On a MH20 = 18 g/mol et MFV =72 g/mol, d'où Rmass = 0,25 Rmol. Pour quantifier l'effet thermique de telles additions de vapeur, on détermine le « ratio des Cp » (Fv) : les valeurs de CPH20 et CPC5H12 étant respectivement 35,5 et 167.2 J/mol/°C (dans le domaine de température concerné), celle du CGH1 vaut : CpcGH1 = 0,273*35,5 + 0,727*167,2 = 131,23 J/mol/°C et rv vaut donc 35,5/131,2 = 0,271. La vanne V2 détend le CGH2 de 20 à 16 bars abs. pour l'injection du 5 CGH dans la turbine. Le tableau 1 rassemble les caractéristiques du GCH secondaire obtenu pour des ratios molaires Rn), d'injection de vapeur compris entre 0 et 2 (soit Rmass compris entre 0 et 0,5). Il montre d'une part que, en tenant compte d'un effet Joule-Thompson forfaitaire global de -10°C (valeur conservative), 10 l'objectif sur Af est atteint, en aval de la vanne V2, pour un taux d'injection Rn), de 0,14 et le double objectif sur Af et A, est atteint pour un taux d'injection Rn), de l'ordre de 0,41. En résumé, la vaporisation humide du n-pentane a lieu dans les conditions suivantes : 15 - pression absolue à l'entrée de l'application aval : P = 16 bar abs. - température T1 de co-évaporation dans l'étape 1: T1 = 159,3°C - pression totale correspondante : P1 = 25 bar abs. - pressions partielles de H20 et C51-112 correspondantes : Pr° = 6,44 et = 18,6 bar 20 - pression totale dans l'étape 2 : P2 = 20 bar abs. - caractéristiques de la vapeur sèche utilisée dans l'étape 2: ev = 375°C, FIv =30 bar abs. - ratios molaire d'injection de vapeur : Rn), compris entre 0 et 2 (soit : 0 < Rmass < 0,5) 25 - perte de charge dans la vanne V2 : P2 - P = 4 bar abs. - effet de Joule Thompson (évaluation conservative) : T - T2 = -10°C.

30 Rmol 0 0,14 0,41 1 2 Rmass 0 0,035 0,1025 0,25 0,5 P2 (bar) 20 20 20 20 20 T2 (°C) 159,3 167,2 180,9 185,1 235,3 f2H20 (-) 0,257 0,348 0,473 0,629 0,752 P2H2° 5,15 6,97 9,46 12,57 15,05 f2Fy (-) 0,743 0,652 0,527 0,371 0,248 P2Fy (bar) 14,85 13,03 10,54 7,42 4,95 P (bar) 16 16 16 16 16 PH2° (bar) 4,12 5,58 7,57 10,06 12,04 PFv (bar) 11,89 10,42 8,43 5,94 3,96 T = T2 - dTyr (°C) 149,3 157,2 170,9 175,1 225,3 TRe (°C) 142,5 153,7 165,9 178,1 186,3 ATRe = T - TRe (°C) 6,9 3,5 5,1 17,3 39,0 TRf (°C) 146 127 116 111 83 ATRf = T - TRf (°C) 3,3 30,2 54,9 84,4 142,3 fH2o 0,257 0,348 0,473 0,629 0,752 fFy 0,743 0,652 0,527 0,371 0,248 facteur de dilution 1,35 1,53 1,90 2,70 4,03 du FV Tableau 1: Vaporisation humide du n-pentane Exemple 2: combustible gazeux hydraté (CGH) à partir de n5 pentane et d'eau avec pour objectif une fraction hydratée spécifiée dans le CGH Le dispositif et le mode opératoire est identique à ceux décrits dans l'exemple 1. Cependant, cette fois, pour sécuriser au mieux l'installation de 10 combustion et réduire l'émission de NOx de la turbine, on vise une fraction hydratée élevée dans le CGH à préparer: fH2o doit être au moins égale à la la valeur : f0H2° = 0,75, ce qui correspond à une fraction hydrocarbonée fFv inférieure ou égale à 0,25. Ceci revient à atteindre un facteur de dilution de 4 de la fraction hydrocarbonée, ce facteur de dilution valant par définition 1/fFv.

15 Le tableau 1 montre que cet objectif est atteint pour une valeur minimale de 2 du paramètre Rn), (soit Rmass > 0,5). Ce faisant, on réduit le - niveau de NOx d'un facteur 3 environ.

Claims (9)

1. REVENDICATIONS1. Procédé de préparation d'un combustible gazeux à partir d'un fuel, caractérisé en ce qu'il comprend les étapes suivantes : - une première étape de chauffage d'un mélange comprenant du fuel et de l'eau liquide, de manière à obtenir un mélange de vapeur d'eau et de fuel vaporisé, en équilibre avec de l'eau liquide et du fuel liquide, et - une deuxième étape de surchauffe et de dilution du mélange de vapeurs d'eau et de fuel ainsi formés, ladite deuxième étape consistant à ajouter au mélange saturé obtenu lors de la première étape de la vapeur d'eau sèche en quantité suffisante pour que la température du combustible gazeux obtenu atteigne ou dépasse une valeur prédéterminée permettant d'éviter la formation de fuel liquide et d'eau liquide dans le combustible gazeux obtenu.
2. 2. Procédé selon la revendication 1, caractérisé en ce que la première étape est mise en oeuvre dans un réservoir (R) dont la température est maintenue à une valeur choisie de manière à ce que la pression du mélange saturé dans le réservoir (R) permette un transfert du combustible gazeux en aval du réservoir (R).
3. 3. Procédé selon la revendication 1 ou 2, caractérisé en ce que le combustible gazeux obtenu à l'issue de la deuxième étape présente : - une teneur en vapeur d'eau prédéterminée, ou - une température présentant ou dépassant un écart prédéterminé par rapport à sa température de rosée hydrocarboné et/ou un écart prédéterminé par rapport à sa température de rosée aqueuse.
4. 4. Procédé selon la revendication 2, caractérisé en ce qu'il est opéré en mode continu et en ce que :- le réservoir (R) est alimenté, en mode continu ou intermittent, en eau liquide et en fuel, de manière à assurer la présence permanente et simultanée de ces deux phases, - on transfère en continu, à travers une première vanne (V1), le combustible gazeux hydraté primaire issu du réservoir (R) dans une ligne (L) qui comprend un mélangeur (M) à l'entrée duquel on ajoute de la vapeur surchauffée, l'ouverture de la première vanne (V1) étant régulée pour maintenir constante la pression P2 en aval du mélangeur (M), - le débit de vapeur d'eau ajoutée est contrôlé en asservissant l'ouverture d'une troisième vanne d'injection (Vv2) à l'ouverture de la première vanne (V1) de façon à maintenir constant le rapport du débit de vapeur d'eau sur le débit de combustible gazeux hydraté primaire, - on délivre en sortie de procédé, le combustible gazeux hydraté secondaire ainsi obtenu, à travers une deuxième vanne (V2) qui assure la détente de ce dernier de la pression P2 à une pression P spécifiée.
5. 5. Procédé selon l'une des revendications 1 à 4, caractérisé en ce qu'il comprend en outre une étape de mélange du combustible gazeux obtenu à l'issue de la deuxième étape avec un gaz combustible ou avec un gaz inerte.
6. 6. Procédé selon l'une des revendications 1 à 5, caractérisé en ce qu'il est mis en oeuvre dans un dispositif comprenant : - un réservoir (R) alimenté en fuel, en eau liquide et en chaleur, qui comprend un moyen de régulation de température et dont sort le combustible gazeux hydraté primaire issu de la première étape du procédé,- une première vanne (V1) traversée par le combustible gazeux hydraté primaire issu du réservoir (R) et dont l'ouverture variable est pilotée pour maintenir constante la pression P2 dans la ligne (L), - une ligne (L) qui : (i) comprend en série : un mélangeur (M), un transmetteur de pression P2 et une deuxième vanne (V2) qui assure la détente du combustible gazeux hydraté secondaire de la pression P2 à la pression P, et dont l'ouverture variable est pilotée par la demande en combustible gazeux hydraté en sortie du procédé, (ii) est alimentée par le combustible gazeux hydraté primaire à travers la première vanne (V1) et par de la vapeur surchauffée introduite en amont du mélangeur (M) et à travers une troisième vanne (Vv2) ; cette troisième vanne (Vv2), qui délivre ladite vapeur surchauffée en amont du mélangeur (M) de la ligne (L), a son ouverture asservie à celle de la première vanne (V1), (iii) délivre à sa sortie le combustible gazeux hydraté secondaire issu de la deuxième étape du procédé, à la température T et la pression P2.
7. 7. Procédé selon la revendication 6, caractérisé en ce que la source de chaleur du réservoir (R) comprend de l'eau surchauffée, de la vapeur d'eau, ou un serpentin alimenté électriquement ou traversé par un fluide chaud.
8. 8. Procédé selon la revendication 6 ou 7, caractérisé en ce que la partie inférieure du réservoir (R) accueillant l'eau liquide et le fuel liquide comprend deux compartiments (Be,Bf) séparés par une cloison verticale (W) dont l'arête supérieure est horizontale, un premier compartiment (Bf) contenant de l'eau liquide et du fuel liquide, un deuxième compartiment (Be) étant en permanence rempli d'eau jusqu'à l'arête supérieure de la cloison (W), un organe moteur extrayant en permanence de l'eau du premier compartiment (Bf) et la transférantdans le deuxième compartiment (Be), de manière à entraîner un débordement permanent d'eau du deuxième compartiment (Be) par dessus l'arête supérieure de la cloison (W), l'eau ainsi déversée rejoignant par gravité la phase aqueuse inférieure du premier compartiment (Bf).
9. 9. Procédé selon l'une des revendications 6 à 8, caractérisé en ce que : a) la vapeur introduite dans le réservoir (R) est utilisée pour aspirer de l'eau liquide du réservoir (R) à travers un éjecteur à vapeur (EV) qui injecte ladite vapeur mélangée à l'eau liquide, ainsi aspirée, au sein de l'atmosphère du réservoir (R), b) l'eau introduite dans le réservoir (R) est injectée par pulvérisation sous pression dans l'atmosphère du réservoir (R) à l'aide d'une buse, et c) les injections de vapeur ou d'eau qui précèdent sont réalisées dans une chambre spécifique (CE) du réservoir (R) qui communique avec une chambre de sortie (CS) du réservoir (R) à travers un jeu de chicanes verticales destinées à assurer par effet inertiel l'arrêt de vésicules liquides.