INPI-France/Brevets-Francais-2024-Chunked huggingface dataset:
L’orifice 24 et le conduit 27 sont destinés à introduire un flux d’air neuf 25 dans le réseau 15. Le flux d’air neuf 25 peut ainsi être introduit dans la pièce de vie 4. Des clapets anti-retour 29 peuvent être installés entre l’orifice 24 et le plenum 13 ainsi que dans le conduit d’air neuf 27 en cas de non-utilisation de ce conduit 27. Les clapets 29 permettent de guider le flux d’air neuf 25 vers le réseau 15. Un ventilateur (non représenté) permettant d’insuffler le flux d’air neuf 25 peut être installé dans le conduit 27.
Lorsque le système 1 comprend l’orifice 24 relié au plenum 13 ou au caisson 28, la pièce de vie 4 peut être dépourvue d’entrée d’air 7.
De préférence, ledit ion métallique monovalent est choisi parmi le sodium et le potassium.
De préférence, R2 est choisi parmi un atome d’hydrogène, un groupe alkyle linéaire ayant de 1 à 3 atomes de carbone, un groupe alkyle ramifié ayant de 1 à 3 atomes de carbone, ou un groupe aryle à 5 ou 6 chaînons.
Aspect 19 : Le polymère de fluorure de polyvinylidène selon l’aspect 1, dans lequel le polymère a un rapport d’intensité du pic cristallin de phase β supérieur à 30.
Aspect 20 : Le polymère préparé par le procédé selon l’une quelconque des revendications 2 à 18.
Aspect 21 : Utilisation du polymère préparé par le procédé selon l’un quelconque des aspects 2 à 18 dans une batterie.
Description détaillée de l’invention Sauf indication contraire, tous les pourcentages, parties, rapports, etc. sont exprimés en poids.
L’invention propose un procédé approprié pour préparer un fluoropolymère à partir d’un fluoromonomère. Les fluoropolymères sont préparés dans un mélange réactionnel de polymérisation aqueux qui comprend un initiateur inorganique, de préférence un persulfate, et un ou plusieurs réducteurs dérivés de l’acide sulfinique. Optionnellement, les polymérisations pour préparer les fluoropolymères peuvent être réalisées en présence d’agents de transfert de chaîne pour régulariser le poids moléculaire, d’agents tampons pour maintenir une plage de pH souhaitée pendant la polymérisation, et d’agents antisalissures pour réduire ou éliminer l’adhésion du polymère aux surfaces intérieures des récipients de polymérisation. L’invention propose également des procédés pour préparer des fluoropolymères ayant des propriétés uniques. Les propriétés uniques comprennent, sans s’y limiter, un point de fusion élevé, une chaleur de fusion élevée (au cours du premier cycle de chauffage) et une structure cristalline de phase β prédominante.
Les fluoropolymères se réfèrent à des homopolymères et à des copolymères ayant des comonomères acryliques fonctionnels contenant moins de 3 pour cent en moles d’unités de comonomère acrylique par rapport aux unités monomères totales dans le polymère, de préférence moins de 2 % en moles, et de préférence moins de 1 % en moles. En général, la quantité de comonomère acrylique est supérieure à 0,01 % en poids. Les copolymères formés peuvent être homogènes ou hétérogènes, et peuvent avoir une architecture contrôlée telle que des copolymères en étoile, ramifiés, aléatoires ou séquencés.
Les polymères à base de fluorure de vinylidène de l’invention sont commodément préparés par polymérisation aqueuse, de préférence par polymérisation en émulsion en utilisant un système d’initiation redox. Le procédé de polymérisation peut être un procédé de polymérisation discontinu, semi-discontinu ou continu.
Le procédé de polymérisation ne contient de préférence aucun autre composé ou molécule contenant du fluor, à l’exception des monomères et des produits de polymérisation résultants. Aucun tensioactif fluoré n’est utilisé.
La procédure générale suivante peut être suivie : on ajoute initialement à un réacteur de l’eau désionisée sans agent de dispersion, optionnellement un agent de transfert de chaîne, un agent antisalissure et un agent tampon, puis on procède à une désoxygénation (élimination de l’oxygène). Après que le réacteur ait atteint la température souhaitée, du fluorure de vinylidène et optionnellement un comonomère acrylique sont ajoutés au réacteur pour atteindre une pression prédéterminée. Lorsque la pression de réaction souhaitée est atteinte, un oxydant et un agent réducteur sont ajoutés pour démarrer et maintenir la réaction. Après avoir atteint le niveau de solides souhaité, l’alimentation en monomères peut être arrêtée. Cependant, le chargement de l’initiateur peut être arrêté ou poursuivi pour consommer les monomères qui n’ont pas réagi. Après l’arrêt du chargement de l’initiateur, le réacteur peut être refroidi et l’agitation arrêtée. Les monomères qui n’ont pas réagi peuvent être évacués et le copolymère préparé peut être recueilli par un orifice de drainage ou par d’autres moyens de collecte.
Le réacteur utilisé pour la polymérisation est un réacteur de polymérisation sous pression. Le réacteur est généralement équipé d’un agitateur et de moyens de contrôle de la chaleur. L’agitation peut être constante, ou peut varier pour optimiser les conditions du procédé au cours de la polymérisation. Le procédé selon la présente invention peut être réalisé de préférence en continu, ou de manière semi-discontinue ou discontinue.
La température de la polymérisation est typiquement de 1 °C à 65 °C, de préférence de 5 °C à 65 °C ou de 20 °C à 60 °C, ou de 5 °C à 55 °C. La température peut varier pendant la réaction, de préférence la température est maintenue constante à +/- 0,5 °C. La température de la polymérisation est typiquement supérieure à 1 o C, supérieure à 5 °C, ou supérieure à 20 °C et typiquement inférieure à 65 °C, inférieure à 60 °C ou inférieure à 55 °C.
La pression de polymérisation peut varier de 1 380 à 12 500 kPa, en fonction des capacités de l’équipement de réaction, du système d’initiateur choisi et de la sélection des monomères. La pression de polymérisation est de préférence 2 000 à 9 000 kPa, et plus préférablement de 3 500 à 5 500 kPa.
En général, le temps de réaction est de préférence inférieur à 150 minutes, de préférence inférieur à 120 minutes, plus préférablement inférieur à 100 minutes. En général, le temps de réaction est de préférence d’au moins 30 minutes.
Avantageusement, le procédé de la présente invention comprend la polymérisation de fluorure de vinylidène en présence d’un système d’initiation redox comprenant au moins un initiateur inorganique (oxydant) et au moins une composition comprenant au moins un composé portant au moins un groupe acide sulfinique (agent réducteur), et optionnellement d’autres ingrédients.
θ est la plage angulaire déterminée exprimée en degrés d’angle.
On décrit ci-dessous un premier procédé d’équilibrage du rotor 3 de la machine tournante 1 décrite ci-dessus, en référence à la .
Au cours d’une étape E5, le contrôleur 6 d’équilibrage du rotor 3 règle la tête 7 de traitement thermique, pour que la tête 7 de traitement thermique applique au rotor 3 le différentiel ΔT de température sans contact à l’instant T 1 (ou plusieurs instants T 1 ) d’activation déterminé et/ou pendant la durée D (ou plusieurs durée D) d’activation déterminée à partir de l’instant T 1 d’activation déterminé et/ou avec une amplitude déterminée P c (ou plusieurs amplitudes déterminées P c ) du différentiel ΔT de température, ceci étant un premier réglage.
Puis, au cours de l’étape E6, le capteur 4 de vibrations mesure une amplitude A 2 d’une vibration du rotor 3. Le contrôleur 6 d’équilibrage du rotor 3 compare l’amplitude mesurée A 2 de la vibration du rotor 3 au seuil S prescrit, en examinant si l’amplitude mesurée A 2 de la vibration du rotor 3 est inférieure au seuil S prescrit. Le capteur 4 de vibrations mesure l’amplitude A 2 de la vibration V 2 du rotor 3 et une phase Φ 2 de la vibration V 2 du rotor 3 par rapport à une référence de phase, selon l’équation
Dans le cas où l’amplitude mesurée A 2 de la vibration du rotor 3 est supérieure ou égale au seuil S prescrit (cas NON de l’étape E6), le contrôleur 6 d’équilibrage du rotor 3 retourne à l’étape E5, effectue une nouvelle itération et règle la tête 7 de traitement thermique selon un deuxième réglage modifié par rapport au premier réglage, pour que la tête 7 de traitement thermique applique au rotor 3 le différentiel ΔT de température sans contact à un (ou plusieurs) instant T 1 d’activation déterminé ayant été modifié et/ou pendant une (ou plusieurs) durée D d’activation déterminée ayant été modifiée à partir de l’instant T 1 d’activation déterminé et/ou avec au une (ou plusieurs) amplitude déterminée P c du différentiel ΔT de température, ayant été modifiée, et/ou avec une position ayant été modifiée de la tête 7 de traitement thermique le long de l’axe 30 de rotation et/ou autour de l’axe 30 de rotation. Dans le cas où l’amplitude mesurée A 2 de la vibration du rotor 3 est inférieure au seuil S prescrit (cas OUI de l’étape E6), le contrôleur 6 d’équilibrage du rotor 3 maintient le premier réglage de la tête 7 de traitement thermique de l’étape E5 à l’étape E7. Le deuxième réglage modifié peut être par exemple une augmentation de l’amplitude déterminée P c et/ou une augmentation de la durée D et/ou une modification de l’instant T 1 d’activation.
Les étapes E5 et E6 sont effectuées d’une manière itérative pendant la rotation du rotor 3 autour de l’axe 30 de rotation par rapport au stator 2 à la vitesse de rotation déterminée.
Suivant un mode de réalisation de l’invention, le premier procédé est effectué avec la machine 1 comportant une seule tête 7 de traitement thermique, un seul capteur 4 de vibrations du rotor et un seul capteur 5 de position angulaire du rotor 3.
On décrit ci-dessous un deuxième procédé d’équilibrage du rotor 3 de la machine tournante 1 décrite ci-dessus, en référence à la .
Les étapes E1 à E5 de la , ou E1 à E7 de la , sont effectuées pendant la rotation du rotor 3 autour de l’axe 30 de rotation par rapport au stator 2 à une vitesse de rotation déterminée.
Au cours de l’étape E1, le capteur 4 de vibrations mesure une amplitude A 0 d’une vibration V 0 du rotor 3 et une phase Φ 0 de la vibration V 0 du rotor 3 par rapport à la référence de phase, selon l’équation
Cette étape E1 est effectuée par exemple lorsque la tête 7 de traitement thermique n’est pas active.
Puis, au cours de l’étape E2, le contrôleur 6 d’équilibrage du rotor 3, règle la tête 7 de traitement thermique, pour que la tête 7 de traitement thermique applique au rotor 3 une amplitude P de puissance déterminée du différentiel ΔT de température sans contact pendant une durée D d’activation déterminée à partir d’un instant T 1 d’activation déterminé, correspondant à une phase Φ P de l’instant T 1 d’activation déterminé par rapport à la référence de phase, selon un premier réglage de la tête 7 de traitement thermique.
Suivant un mode de réalisation, la durée D de l’activation de la tête 7 de traitement thermique est constante pendant toutes les étapes suivantes, à avoir la même puissance P sur le même secteur angulaire ANG (par exemple 30°).
Il peut être attendu un temps prescrit la stabilisation des vibrations après la mise en route (instant T 1 D’activation) de la tête 7 de traitement thermique. La puissance P peut être réglée à une valeur suffisante pour modifier l’amplitude des vibrations.
On décrit ci-dessous un exemple de l’étape E2 dans le cas d’une tête 7 de chauffage sans contact. Par exemple, pour un rotor 3 en acier d’un diamètre D’ de 800 mm, d’une densité ρ = 7800 kg/m 3 et d’une capacité thermique C p = 470 J/kg/K, une estimation de la puissance P de chauffage nécessaire pour créer le différentiel de température ΔT = 5°C ayant une longueur L de 40 mm le long de l’axe 30 de rotation étendue sur une plage angulaire θ = 30° peut être obtenue à partir de la relation suivante :
La durée D (et donc l’instant T 1 d’activation de la tête 7 de chauffage) est choisie en fonction de l’architecture de la machine 1. Par exemple, si l’essentiel de la masse du rotor 3 se situe entre deux paliers 20 et que la vitesse de rotation de la machine 1 est en dessous de sa vitesse critique, alors les vibrations et la phase du balourd mécanique sont en phase. Par conséquent, l’application d’un point chaud PT en opposition de phase avec la vibration mesurée permet de créer, dans ces conditions, un contre-balancement qui s’opposera au balourd mécanique que l’on cherche à équilibrer. Par exemple, la durée D est de 1/12 de la période de rotation, ce qui correspond à un secteur angulaire ANG de 30° chauffé sur la circonférence 31 du rotor 3 tournant.
Etape (ii) : Synthèse d'un copolyuréthane ionique à terminaisons isocyanates
On introduit ensuite dans le milieu réactionnel à 40°C 0,38 g de TriEthylAmine (TEA) (masse molaire égale à 101,19 g/mol) soit 3,75 mmole, en laissant l’agitation pendant 1 heure.
Etape (iii) : Synthèse du copolyuréthane silylé ionique
On introduit enfin dans le milieu réactionnel 7,2 g de l'aminosilane (N -(3(trimethoxysilyl)propyl)butylamine) (Dynasylan® 1189), de masse molaire égale à 235,4 g/mol, correspondant à un nombre de fonctions –NH- égal à 30.6 mmole.
Le rapport équivalent molaire –NCO/–NH- est égal à 1.
L’ensemble est chauffé à 40°C et maintenu sous agitation jusqu'à réaction complète, ie jusqu’à ce que la bande caractéristique des fonctions –NCO ne soit plus détectable par spectroscopie infra-rouge.
On ajoute alors 1 g de vinyltriméthoxysilane (VTMO).
On obtient 100 g d’un mélange constitué d’environ 84 g de copolyuréthane silylé ionique, 15 g de silsesquioxane Dow Corning ® 3074 et 1 g de VTMO. Ce mélange est conditionné dans des cartouches en aluminium à l’abri de l’humidité.
2) Préparation d’une composition de mastic A comprenant le copolyuréthane silylé ionique A obtenu en 1) :
On prépare par simple mélange dans un mélangeur rapide le mastic A dont la composition est indiquée ci-dessous sur une base pondérale :
- 38,11 % en poids du mélange de copolyuréthane silylé ionique A obtenu ci-dessus ;
- 45,18 % en poids de carbonate de calcium précipité de taille moyenne de particules inférieure à 1 µm (Calofort SV, disponible auprès de la société SPECIALITY MINERAL ;
- 9,6 % en poids de carbonate de calcium broyé de taille moyenne de particules environ 3 µm (Immerseal 36 S, disponible auprès de la société Imerys) ;
- 3,28 % d’un polyamide thixotrope (le Thixatrol AS8053, disponible auprès de la société Elementis) ;
- 2,83 % en poids de vinyltriméthoxysilane (VTMO), comme agent absorbeur d'humidité ;
- 1 % en poids de 3-aminopropyltriméthoxysilane (commercialisé sous la dénomination de Silquest A-1110 par Momentive) comme agent promoteur d’adhérence ;
Le radar météorologique à diversité de polarisation (ou dual pol) s’est imposé dans tous les réseaux de radars en bande C (5,35 GHz) et S (3 GHz) des offices météorologiques nationaux. La multiplicité des paramètres auxquels il donne accès permet de mieux décrire les systèmes pluvieux (distinction des types d’hydrométéores), et d’estimer quantitativement la précipitation avec une précision accrue.
La diversité de polarisation a également permis la réémergence des radars météo en bande X (9,3 GHz), qui avaient été auparavant écartés de l’application opérationnelle, en raison de l’atténuation de l’onde radar à la traversée de pluies intenses. Un paramètre de base mesuré par le radar météo est en effet le facteur de réflectivité Z, qui s’exprime en mm6/m3 (somme des sections efficaces des gouttes de pluie dans le volume diffusant), ou en dBZ (Z_dBZ = 10 log10(Z)). Z se trouve fortement biaisé négativement, en bande X, sur les trajets où de fortes pluies sont rencontrées, perdant ainsi toute signification.
La diversité de polarisation permet de surmonter ce handicap grâce à la mesure d’un paramètre clé : la phase différentielle ΦDP qui se construit le long du trajet entre l’onde de polarisation H et l’onde de polarisation V à la traversée des pluies intenses. L’atténuation aller-retour de l’onde radar le long du trajet (en dB) est en effet tout simplement le tiers de la phase différentielle en degrés. En bande X, la réflectivité corrigée, en dBZ (directement interprétable physiquement) peut être mesurée comme la réflectivité apparente, en dBZ (mesurée par le radar) augmentée de ΦDP /3. C’est dire l’importance de ce paramètre ΦDP.
Dans le contexte du changement climatique, associé à une augmentation de fréquence des évènements pluvieux extrêmes, source de catastrophes (crues-éclairs extrêmes, ruissèlements urbains, glissements de terrain), la vogue actuelle du radar météo bande X tient à plusieurs faits.
Pour des performances similaires au radar bande C ou S, le radar est de dimensions réduites, donc installable au cœur des villes ou des bassins versants à surveiller.
Le bilan de puissance est nettement plus favorable qu’en bande C ou S car la section efficace de diffusion des gouttes de pluies est proportionnelle à D6/λ4 (D : diamètre de la goutte, λ : longueur d’onde du radar).
L’émergence sur le marché de l’émetteur à état solide en bande X, qui a l’avantage par rapport au traditionnel émetteur à magnétron d’être cohérent et extrêmement endurant.
Un but général de l’invention est la recherche de l’amélioration du rapport signal sur bruit.
La puissance crête de l’émetteur état solide est environ cent fois plus faible que celle d’un magnétron. Pour récupérer un rapport signal sur bruit comparable à celui du radar à magnétron tout en maintenant la résolution radiale d’impulsions courtes (telle que 1 microseconde), il est diverses voies dont l’amélioration du traitement du signal. L’analyse de Fourier est une voie possible explorée dans ce brevet. Elle s’applique aussi bien au radar à compression d’impulsion qu’aux autres types de radar cohérent (tous tubes de puissance).
La spécificité du radar météo est de mettre en œuvre la diversité de polarisation - non utilisée dans les radars militaires – et qui permet de faire appel à l’analyse spectrale croisée. Le potentiel d’amélioration du rapport signal sur bruit sur la phase différentielle par utilisation de cette technique est d’environ 6 dB.
Avec un radar météo à diversité de polarisation, le traitement du signal du radar vise à délivrer les paramètres de mesure brutes suivants :
Facteur de réflectivité Z (atténué) en dBZ ;
Facteur de réflectivité différentielle (atténué) ZDR (dB),
Coefficient de corrélation ρHV,
Phase différentielle ΦDP,
Vitesse radiale VR,
On filtre ensuite la composition hydro-alcoolique de plancton à l’aide d’un papier filtre (16 µm). On récupère le filtrat obtenu.
On élimine l’éthanol du filtrat à l’aide d’un évaporateur rotatif et on obtient un extrait aqueux de plancton thermal.
L’extrait de plancton thermal obtenu (filtrat) a été analysé de façon à quantifier la présence des mêmes actifs que pour l’extrait selon l’exemple 1. Une analyse par un essai Bioxytech® AOP-450, proposé par la société Bioxytech®, a montré que l’extrait obtenu contient 983 U/L de superoxyde dismutases. Une analyse selon la méthode AOAC 7592 a montré que l’extrait obtenu contient 0,53 mg/100g d’acide ascorbique (Vitamine C). Une analyse a montré que l’extrait obtenu ne contient pas de soufre (S) ou dans une quantité non détectable. Une analyse selon la norme NF EN ISO 10304-1 a montré que l’extrait obtenu contient moins de 0,1 mg/L de sulfates (SO 4 2- ).
Les exemples 1 à 5 montrent qu’un procédé selon l’invention permet d’obtenir un extrait de plancton thermal présentant des teneurs en superoxyde dismutases, en acide ascorbique et en soufre, beaucoup plus intéressantes qu’un procédé non conforme à la présente invention. En outre, il a été observé que les extraits de plancton obtenus par les exemples 1 à 3 présentent une couleur orange vif caractéristique d’une forte concentration en caroténoïdes en comparaison aux extraits obtenus dans les exemples 4 et 5.
L’invention ne se limite pas aux modes de réalisation décrits. En particulier, le plancton thermal peut être issu d’une récolte sur un autre site que celui cité et présenter une composition différente etc.
protection anti-oxydation pour substrat composite C/C Le présent exposé concerne un procédé de fabrication d’une protection anti-oxydation pour substrat composite C/C, ainsi qu’une pièce mécanique munie d’une telle protection. Ce procédé est applicable pour n’importe quel type de pièce en matériau composite C/C (carbone/carbone). Toutefois, il est particulièrement adapté pour les pièces subissant un fort échauffement, telles que des freins, et exposées à des environnements particulièrement oxydants, notamment dans le domaine aéronautique.
Grâce à leurs excellentes propriétés tribologiques et leur légèreté, les matériaux composites C/C se sont désormais imposés comme matériau de référence pour le freinage aéronautique.
Toutefois, en raison de l’échauffement très important subit par les freins C/C, pouvant dépasser 1400 °C et même parfois atteindre 2000 °C, le carbone constitutif de ces freins est soumis à des phénomènes d’oxydation par l’air ambiant, ce qui réduit considérablement la durée de vie de ces freins C/C.
Afin de lutter contre ces phénomènes d’oxydation, des revêtements de protection anti-oxydation sont classiquement appliqués sur les parties non frottantes des freins C/C, c’est-à-dire sur les parties exposées à l’oxygène de l’air.
Toutefois, en raison de la grande variabilité des conditions oxydantes que peuvent rencontrer de tels freins C/C, selon les niveaux de température, les durées de fonctionnement, ou encore les éléments chimiques de l’environnement, notamment la présence d’eau, il est généralement nécessaire de cumuler deux mécanismes protecteurs. Le premier vise à piéger les catalyseurs d’oxydation du carbone, tels que l’acétate de potassium provenant en particulier des produits déverglaçants utilisés sur les pistes d’atterrissage. Le deuxième vise à réduire la vitesse de diffusion de l’oxygène vers le substrat carbone.
Toutefois, à ce jour, ces deux mécanismes protecteurs font l’objet de couches distinctes. En effet, la protection anti-catalytique est généralement obtenue en appliquant sur les faces à protéger un précurseur qui doit ensuite subir une transformation nécessitant une température inférieure à 1000 °C. A l’inverse, la protection anti-diffusion est généralement obtenue par des procédés de dépôt à haute température, supérieure à 1000 °C. De plus, comme cela est représenté sur la , le procédé de dépôt classique de la protection anti-catalytique conduit à la formation d’îlots discontinus de principe actif 91, ici de l’alumino-phosphate Al(PO 3 ) 3 , laissant à nu des zones du substrat 92, le précurseur Al(H 2 PO 4 ) 3 comportant en effet une part d’eau qui s’évapore lors de sa transformation : la couche ainsi obtenue, discontinue, ne peut donc jouer le rôle de barrière à l’encontre de la diffusion de l’oxygène vers le substrat.
Dès lors, il est nécessaire de multiplier les étapes de dépôt et de stabilisation afin d’obtenir une protection anti-oxydation multi-couches qui présente le niveau d’efficacité souhaité. Le temps de cycle pour la fabrication d’une telle protection anti-oxydation est donc conséquent. De plus, la multiplication des couches engendre des contraintes de conception supplémentaires dans la mesure où il est nécessaire d’accorder les coefficients de dilation des différentes couches afin d’éviter une dilation différentielle susceptible d’endommager la protection.
Il existe donc un réel besoin pour un procédé de fabrication d’une protection anti-oxydation pour substrat composite C/C, ainsi qu’une pièce mécanique munie d’une telle protection, qui soient dépourvus, au moins en partie, des inconvénients inhérents à la méthode connue précitée.
Le présent exposé concerne un procédé de fabrication d’une protection anti-oxydation pour substrat composite C/C, comprenant les étapes suivantes : - fourniture d’un substrat à protéger, le substrat étant en matériau composite C/C - fourniture d’une suspension liquide comprenant au moins un principe actif de la famille des phosphates, - fourniture d’un générateur électrique à courant continu, - mise en place du substrat dans la suspension, en tant que première électrode, et connexion du substrat à une première borne du générateur électrique, - mise en place d’une deuxième électrode dans la suspension, de préférence en vis-à-vis du substrat, et connexion de la deuxième électrode à une deuxième borne du générateur électrique, et - application d’une tension d’au moins 10 V entre les deux électrodes durant au moins 1 minute.