INPI-France/Brevets-Francais-2024-Chunked huggingface dataset:
Les résultats présentés exprimés en base 100 pour la composition T2 pour chaque point du module et de l’allongement rupture au cours du vieillissement dans le Tableau 4 ci-dessus montrent que la composition selon l’invention permet de mieux préserver les propriétés mécaniques au bout de 7 jours de vieillissement. On peut en voir l’illustration en ce que les propriétés à la rupture et plus particulièrement l’allongement de la composition C2 selon l’invention se contractent moins vite que celles de la composition T2 qui ne comporte aucun agent de protection.
Par ailleurs, on observe que la composition C2 conforme à l’invention présente une amélioration de l’allongement rupture par rapport à la composition T3 à l’initial et après 7 jours de vieillissement. L’homme de l’art saura utiliser au mieux le compromis de ces 2 propriétés (module et allongement rupture) au regard des applications ciblées.
Composition de caoutchouc pour applications dynamiques ou statiques, son procédé de préparation et produits l’incorporant. L’invention concerne une composition de caoutchouc réticulable, son procédé de préparation, une composition de caoutchouc réticulée, un organe mécanique à fonction dynamique et un élément d’étanchéité dont au moins une partie comprend cette composition de caoutchouc réticulée. L’invention s’applique notamment à toutes applications industrielles utilisant des compositions de caoutchouc réticulées, dont ledit organe mécanique à fonction dynamique en particulier choisi parmi des supports antivibratoires et des articulations élastiques pour véhicules à moteur ou dispositifs industriels, et ledit élément d’étanchéité en particulier choisi parmi les joints d’étanchéité pour carrosserie de véhicule et les profilés d’étanchéité pour bâtiment, à titre non limitatif.
De manière conventionnelle, le renforcement des élastomères au sein de compositions de caoutchouc est réalisé par ajout de charges telles que le noir de carbone ou la silice, afin d’améliorer les propriétés mécaniques des compositions grâce à l’effet hydrodynamique et aux interactions entre l’élastomère et les charges, d’une part, et entre les charges elles-mêmes, d’autre part. Ces charges sous forme de poudre sont dispersées dans le caoutchouc par travail thermomécanique lors du mélangeage des ingrédients de la composition, système de réticulation excepté, par un échauffement du mélange à une température maximale usuellement inférieure à 150° C, typiquement comprise entre 100 et 130° C pour un caoutchouc de type terpolymère éthylène-propylène-diène (EPDM) chargé au noir de carbone.
Cependant, ces interactions charges-élastomère et charges-charges génèrent un phénomène indésirable lié aux pertes hystérétiques que l’on désigne usuellement sous le nom d’effet Payne et qui se traduit par une non-linéarité (i.e. rigidification en amplitude) et une rigidification notamment aux basses températures des compositions de caoutchouc réticulées soumises à des sollicitations dynamiques. Cette rigidification entraîne des propriétés dynamiques pouvant s’avérer insatisfaisantes pour les compositions du fait des interactions précitées avec les charges renforçantes utilisées, propriétés dynamiques qui de manière usuelle peuvent être évaluées par la mesure, à deux amplitudes de déformations dynamiques, d’un ratio de modules de conservation G’ relatifs aux modules complexes de cisaillement G* des compositions. Pour rappel, le module complexe G* est défini par l’équation G* = G’ + iG’’, avec : G’ : partie réelle de G* appelée module de conservation ou élastique, G’ caractérisant la rigidité ou le comportement viscoélastique de la composition (i.e. l'énergie conservée et totalement restituée) ; et G’’ : partie imaginaire de G* appelée module de perte ou de dissipation, G’’ caractérisant le comportement visqueux de la composition (i.e. l'énergie dissipée sous forme de chaleur, étant précisé que le rapport G’’/G’ définit le facteur de perte tan delta).
Ce ratio correspond typiquement à G’, mesuré à une faible amplitude de déformation dynamique, rapporté à G’ mesuré à une amplitude élevée de déformation dynamique, avec les deux modules G’ qui sont mesurés à une même fréquence et à une même température (e.g. G’ 0,5% / G’ 20%). De manière connue, G’ 0,5% / G’ 20% est usuellement compris entre 1,80 et 2,00 pour une composition de caoutchouc à base d’un polyisoprène (IR) et renforcée par 40 pce d’un noir de carbone de grade N330 afin d’être utilisable dans des applications dynamiques (pce : parties en poids pour 100 parties d’élastomère). En effet, on sait que dans les matériaux renforcés, le comportement viscoélastique varie dès les faibles amplitudes de déformations dynamiques, avec une décroissance sensible de G’ avec une augmentation significative de la déformation.
US 8 247 494 B2 divulgue, pour pallier l’inconvénient précité de pertes hystérétiques élevées des compositions conventionnellement chargées, une composition de caoutchouc pouvant être dépourvue de noir de carbone et de silice qui est renforcée par une résine thermoplastique dispersée sous forme de domaines discrets dans une phase continue d’un caoutchouc oléfinique réticulé. Ce document enseigne de réticuler le caoutchouc exclusivement par hydrosilylation, pour la formation de ponts de réticulation au silicium.
US 3 965 055 A concerne une composition de caoutchouc, dans laquelle une résine thermoplastique semi-cristalline (un polypropylène dans les exemples) est dispersée dans un élastomère suivant des particules de dimension transversale D d'au plus 500 nm et de facteur de forme (longueur L/D) au moins égal à 2, par mélangeage au-dessus du point de fusion de la résine puis réticulation sans contrainte de la composition en dessous dudit point de fusion. Plus précisément, le mélange obtenu par une étape A de mélangeage est refroidi lors d’une étape B en dessous dudit point de fusion (par exemple à température ambiante), puis le mélange refroidi est placé lors d’une étape C sur un autre mélangeur maintenu à température suffisamment basse pour éviter le grillage du mélange, et le système de réticulation est incorporé au mélange à une température de 150 à 170°F dans les exemples (65 à 93° C), après quoi, lors d’une étape D, la composition obtenue est façonnée dessous dudit point de fusion, puis l’article est réticulé lors d’une étape E. Le travail mécanique de la composition réticulable est ainsi réalisé à froid lors de l’étape C.
Selon un ou plusieurs modes de réalisation, ladite masse de captation présente un volume poreux total, mesuré par porosimétrie au mercure, compris entre 0,1 mL/g et 0,7 mL/g.
Le volume des macropores et des mésopores est mesuré par porosimétrie par intrusion de mercure selon la norme ASTM D4284-83 à une pression maximale de 4000 bar (400 MPa), utilisant une tension de surface de 484 dyne/cm et un angle de contact de 140°.
On fixe à 0,2 MPa la valeur à partir de laquelle le mercure remplit tous les vides intergranulaires, et on considère qu'au-delà le mercure pénètre dans les pores de l'échantillon.
Le volume macroporeux de la masse de captation ou du support est défini comme étant le volume cumulé de mercure introduit à une pression comprise entre 0,2 MPa et 30 MPa, correspondant au volume contenu dans les pores de diamètre apparent supérieur ou égal à 50 nm.
Le volume mésoporeux de la masse de captation ou du support est défini comme étant le volume cumulé de mercure introduit à une pression comprise entre 30 MPa et 400 MPa, correspondant au volume contenu dans les pores de diamètre apparent est supérieur à 2 nm et inférieur à 50 nm.
Lorsque le volume incrémental des pores mesuré par porosimétrie mercure est tracé en fonction du diamètre des pores, les modes de porosités correspondent aux points d’inflexion de la fonction représentée.
Optionnellement, le tube à réutiliser, catalysé ou non et retiré de l’automobile subit une étape de lavage et/ou nettoyage avant broyage puis est broyé et il subit alors optionnellement, avant le recompoundage, une étape de lavage et/ou nettoyage après broyage.
La matière en fusion ressort de l'extrudeuse en joncs qui sont refroidis et découpés en granulés.
Dans un mode de réalisation, au moins une étape de recompoundage est effectuée avec ajout d’un catalyseur.
Avantageusement, ledit au moins un tube monocouche et/ou multicouche est non catalysé.
Dans un autre mode de réalisation, au moins une étape de recompoundage est effectuée avec ajout d’un catalyseur et ledit au moins un tube monocouche et/ou multicouche est non catalysé.
Avantageusement, ledit au moins un tube est monocouche.
Avantageusement, ledit au moins un tube est multicouche.
Avantageusement, ledit au moins un tube monocouche et/ou multicouche est un mélange constitué de plus de 50% de tube non catalysé et de moins de 50% de tube catalysé.
Dans un autre mode de réalisation, la ou lesdites étape(s) de recompoundage est (sont) effectuée(s) sans ajout d’un catalyseur.
Avantageusement, ledit au moins un tube monocouche et/ou multicouche est catalysé.
Avantageusement, la composition est dégazée au cours du compoundage.
La masse de captation utilisée dans le cadre du procédé selon l’invention peut être préparée selon toute méthodes connues de l’homme du métier. A titre d’exemple, on pourra citer les méthodes d’imprégnation à sec de précurseur de phases active sur support inorganique poreux mis en forme, ou celle de comalaxage de précurseurs de phase active et de phase structurante puis mise en forme.
De manière avantageuse, la masse de captation subit une étape d’activation afin que la phase active soit au moins partiellement réduite. Ce traitement permet de former des particules métalliques des éléments du groupe VIII, IB ou IIB à l'état zéro valent. Le gaz réducteur est de préférence l'hydrogène. L'hydrogène peut être utilisé pur ou en mélange (par exemple un mélange hydrogène/azote, hydrogène/argon, hydrogène/méthane). Dans le cas où l'hydrogène est utilisé en mélange, toutes les proportions sont envisageables. Ledit traitement réducteur est préférentiellement réalisé à une température comprise entre 100 et 500°C, de préférence entre 100 et 450°C. La durée du traitement réducteur est généralement comprise entre 1 et 40 heures, de préférence entre 1 et 24 heures. La montée en température jusqu'à la température de réduction désirée est généralement lente, par exemple fixée entre 0,1 et 10°C/min, de préférence entre 0,3 et 7°C/min. Dans le cas où l’étape d’activation de la masse de captation est réalisée ex-situ, c’est-à-dire hors du réacteur du procédé de captation des mercaptans selon l’invention, il est avantageux de procéder à une étape de passivation afin de protéger la masse de captation. Cette étape de passivation peut être réalisée en présence d’un gaz oxydant selon toute méthode connue de l’homme du métier. Après l’étape de passivation, il est réalisé avantageusement une dernière étape d’activation in-situ, c’est-à-dire dans le réacteur du procédé de captation des mercaptans selon l’invention, sous un flux de gaz réducteur tel que l’hydrogène ou sous flux de charge à traiter, à une température comprise entre 100°C et 300°C, de préférence entre 100°C et 250°C.
Exemples Exemple 1 : Masse de captation A (non conforme) On fournit un support d’alumine (commercialisé par la société Axens®) sous forme de billes de diamètre compris entre 1,4 et 4 mm, présentant une surface spécifique de 70 m 2 /g et un volume poreux de 0,63 mL/g tel que :
- 63% du volume poreux total des pores ont un diamètre de pores supérieur ou égal à 2 nm et inférieur à 50 nm,
- 37% du volume poreux total des pores ont un diamètre de pores supérieur ou égal à 50 nm.
La masse de captation A est préparée par imprégnation à sec de 50 grammes du support d’alumine avec 25,6 mL de la solution aqueuse de nitrate de nickel, suivi d’un séchage sous air à 120°C pendant 12 heures suivi d’une calcination à 450°C pendant 6 heures. L’opération d’imprégnation à sec suivi des traitements thermiques est répétée 5 fois sur le solide récupéré.
La masse de captation A comprend 34,5% poids de nickel et 28,7% poids d’aluminium par rapport au poids total du solide. Elle présente une surface spécifique de 57 m 2 /g, un volume poreux total de 0,35 mL/g tel que :
- 50% du volume poreux total des pores ont un diamètre de pores supérieur ou égal à 2 nm et inférieur à 50 nm,
- 50% du volume poreux total des pores ont un diamètre de pores supérieur ou égal à 50 nm.
Exemple 2 : Masse de captation B (non-conforme) On fournit un support d’alumine sous forme d’extrudé (commercialisé par la société Axens®) de diamètre 1,6 mm, présentant une surface spécifique de 213 m 2 /g et un volume poreux de 0,53 mL/g tel que :
- 100% du volume poreux total des pores ont un diamètre de pores supérieur ou égal à 2 nm et inférieur à 50 nm,
De manière avantageuse, la masse de captation subit une étape d’activation afin que la phase active soit au moins partiellement réduite. Ce traitement permet de former des particules métalliques des éléments du groupe VIII, IB ou IIB à l'état zéro valent. Le gaz réducteur est de préférence l'hydrogène. L'hydrogène peut être utilisé pur ou en mélange (par exemple un mélange hydrogène/azote, hydrogène/argon, hydrogène/méthane). Dans le cas où l'hydrogène est utilisé en mélange, toutes les proportions sont envisageables. Ledit traitement réducteur est préférentiellement réalisé à une température comprise entre 100 et 500°C, de préférence entre 100 et 450°C. La durée du traitement réducteur est généralement comprise entre 2 et 40 heures, de préférence entre 3 et 30 heures. La montée en température jusqu'à la température de réduction désirée est généralement lente, par exemple fixée entre 0,1 et 10°C/min, de préférence entre 0,3 et 7°C/min. Dans le cas où l’étape d’activation de la masse de captation est réalisée ex-situ, c’est-à-dire hors du réacteur du procédé de captation des mercaptans selon l’invention, il est avantageux de procéder à une étape de passivation afin de protéger la masse de captation. Cette étape de passivation peut être réalisée en présence d’un gaz oxydant selon toute méthode connue de l’homme du métier. Après l’étape de passivation, il est réalisé avantageusement une dernière étape d’activation in-situ, c’est-à-dire dans le réacteur du procédé de captation des mercaptans selon l’invention, sous un flux de gaz réducteur tel que l’hydrogène ou sous flux de charge à traiter, à une température comprise entre 100°C et 300°C, de préférence entre 100°C et 250°C.
- 15% du volume poreux total des pores ont un diamètre de pores supérieur ou égal à 2 nm et inférieur à 20 nm,
- 5% du volume poreux total des pores ont un diamètre de pores supérieur ou égal à 2 nm et inférieur à 20 nm,
- 45% du volume poreux total des pores ont un diamètre supérieur ou égal à 20 nm et inférieur à 50 nm ; et
- 96% du volume poreux total des pores ont un diamètre de pores supérieur ou égal à 2 nm et inférieur à 20 nm,
Dans un réacteur double enveloppe identique à celui de l’exemple 1 et équipé d’une lentille connectée à la fibre optique d’un analyseur d’infrarouge de Raman, il a été introduit 510 g d’acide sulfurique identique à celui utilisé à l’exemple 1. Il a été ensuite introduit dans le pied de cuve d’acide sulfurique 530 g d’oléum à 65 % en SO3 puis mélangé avec l’agitation mécanique avant d’introduire du trihydrate de trifluorure de bore. Le trihydrate de tri fluorure de bore alimentait le réacteur par pompe péristaltique à un débit de 2,3 g BF3,3H2O/min en démarrant l’addition vers 20 minutes lorsque la température est montée par bain thermostaté pour avoir 80°C dans le réacteur. L’introduction du trihydrate de trifluorure de bore a été arrêtée au temps de 55 minutes en ayant commencé de l’introduire au temps de 21 minutes au débit de 2.3g/h, soit 80 g. La quantité de BF3 dissoute dans la phase liquide constituée d’acide sulfurique et d’oléum à T = 55 minutes est plus élevée comparée à celle obtenue dans l’exemple 1. En effet, la solubilité de BF3 gaz dissout dans le milieu réactionnel à T = 55 minutes est 4,9% à 88,5°C. Le milieu réactionnel contenait à T = 55 minutes 4,9% de BF3 gaz dissout dans un oléum à 15,3%.
Pour rappel, des mesures de solubilités de BF3 gaz dans l’acide sulfurique concentré montre une solubilité en BF3 gaz de 3.5% à 20°C, de 1.7% à 70°C et de 0.9% à 120°C, solubilités très inférieures à celles de 4,9% obtenues ci-dessus vers 88,5°C. Le fait d’ajouter l’oléum dans le milieu réactionnel avant le trifluorure de bore à purifier (i.e. mise en œuvre des étapes b) et c) du présent procédé) a un fort impact sur l’augmentation de solubilité du trifluorure de bore.
Le vide a été fait dans le réacteur pendant 10 minutes conformément à l’étape d) du présent procédé à une température d’environ 80°C jusqu’à ce qu’il ne soit plus détecté de gaz passant dans la pompe à vide, en se tenant à la pression de vapeur de l’acide sulfurique à 80°C comme seuil de vide bas.
Des gaz, tels que N2, CO2, SO2, O2, SiF4 ont été éliminés conduisant à purifier le BF3 dissout dans la phase liquide L1 de ces composés volatils y compris la totalité du SO2 de l’oléum malgré son excès dans le milieu réactionnel au moment de faire le vide et cela sans évaporer d’oléum. La mise sous vide a été stoppée. On a ensuite introduit le reste du trihydrate de trifluorure de bore, 94g, au débit de 2.3 g/h pendant 41 minutes, BF3,3H2O préalablement dégazé sous vide et chauffé à 70°C de sorte à éviter la présence d’impuretés gazeuses tel que dioxyde de carbone, oxygène, azote et tétrafluorure de silicium. Le temps de décompte des 10 minutes sous vide n’a pas été reporté dans le tableau de sorte que la reprise d’alimentation du tri hydrate de tri fluorure de bore est redémarré à 55 minutes jusqu’à 96 minutes. Entre 96 et 201 minutes une surchauffe de du liquide L1 permet de récupérer un peu de BF3 gaz supplémentaire. Du BF3 sous forme gazeuse est ainsi libéré dans le réacteur et récupéré dans une bouteille de stockage. Le tableau 2 ci-dessous reprend les données obtenues lors de cet essai.
Temps (min) Température (°C) BF3,3H2O à 55,7 % en BF3 en g introduit en continu BF3 gaz fabriqué en sortie en g 0 30 0 - 2 41 0 - 4 47 0 - 15 75 0 - 21 80 0 0 25 85,5 9,3 0 30 89,5 21,1 0 35 91 32,8 0 40 91,5 44,5 0 45 91,5 56 0 50 91 67,7 0,1 55 88,5 79,4 0,1 60 86,5 91 3,8 65 87,2 102,7 16,9 70 88 114,5 31 75 84,4 126 44,5 81 88,5 140 61 85 88 149,4 71 90 87,5 160,9 80,4 96 86,5 175 87,3 102 86 175 89,2 124 86 175 89,8 128 86 175 89,9 141 88 175 90,4 156 103 175 92,1 186 104 175 93,5 201 105 175 93,6
Le rendement de production est de 90% au temps de 96 minutes. Le BF3 gazeux récupéré à une teneur massique inférieure à 10 ppm en SO2/SO3 (déterminée par une méthode d’analyse totale du soufre), inférieure à 10 ppm en CO2 (mesurée par analyseur carbone organique et minéral sur Shimadzu TOC en limite de quantification), inférieure à 5 ppm en SiF4 (par dosage infrarouge haute résolution a transformée de Fourrier), inférieure à 1 ppm de HF (mesurée par infrarouge haute résolution). La somme des teneurs massiques en N2, O2, CO2 et SiF4 est de 0,0025%. Le BF2OH n’est pas détecté. Le trifluorure de bore obtenu selon cet exemple titre à 99,995%. Comme mentionné ci-dessus, le SiF4 est quantifiable par infrarouge haute résolution compte tenu de l’absence de BF2OH dans le BF3 récupéré.
Si du BF3 est encore dissout dans la phase liquide L1, celui-ci peut être récupéré après la vidange du réacteur par une étape de stripage à haute température puis être recyclé soit sous forme de BF3 gaz, d’hydrate de BF3 ou d’une solution de BF3, soit sous forme dissoute dans l’acide sulfurique.
Exemple 3 (selon la présente invention – Procédé mis en œuvre dans deux réacteurs en parallèle )
Dans cet exemple, le présent procédé a été mis en œuvre dans deux réacteurs placés en parallèle et décalés en terme de cycle de fonctionnement de manière à assurer une production de trifluorure de bore très pur de façon continue.
Un premier réacteur R1 a été déchargé en fin de son cycle de production antérieur de son acide sulfurique 100% ou 102% en 20 minutes, puis comme à l’exemple 2, il a été chargé de nouveau sur le pied de réacteur de l’oléum 65% en 20 minutes. Un débit de trihydrate de BF3 plus élevé que pendant l’exemple 2, soit 4,4g/h, est chargé sur le réacteur en 20 minutes au lieu de 40 minutes. La pompe péristaltique P1 d’injection de trihydrate de BF3 est arrêtée, le vide est fait pendant 10 minutes pour enlever tous les gaz (SO2, N2, O2, CO2, SiF4…). A t = 70 min, le vide a été fermé par une vanne laissant le réacteur fermé sur lui-même, puis le circuit de remplissage des bouteilles de BF3 gaz a été ouvert. Il a été attendu avant de lancer la production de BF3 gaz de sorte que le second réacteur R2, en parallèle ait fini son cycle. Au temps de 7 minutes sur les 10 minutes disponibles, le réacteur R2 est fermé avec sa pompe P2 de trihydrate de trifluorure de bore arrêtée puis et simultanément le réacteur R1 est ouvert sur l’amont du circuit de compresseur de sorte à ne pas arrêter la production de BF3 gazeux pur en démarrant de façon synchronisé la pompe P1 de trihydrate de BF3. On a remis en route la pompe P1 d’ajout du trihydrate de BF3 pour commencer à produire du BF3 gaz entre 70 minutes et 150 minutes au débit de 1.1 g/h.
La production de BF3 gaz est arrêtée à 77 minutes par arrêt d’ajout de la pompe péristaltique P1 de BF3 trihydrate de sorte à éviter d’entrer dans le domaine d’un acide sulfurique titrant moins de 100% en acide sulfurique. La pompe P1 est arrêtée au temps de 141 minutes.
Les valeurs indiquées dans le tableau de 141 à 200 minutes sont celles du même essai témoin qui aurait été poursuivi au-delà de 141 minutes pour information.
Les résultats sont repris au tableau 3 ci-dessous.
Temps (min) Température ( °C) BF3,3H2O à 55,7 % en BF3 en g introduit en continu BF3 gaz fabriqué en sortie en g 0 30 0 - 2 41 0 - 4 47 0 - 15 75 0 - 21 80 0 0,0 25 85,5 0 0,0 30 89,5 0 0,0 35 91 0 0,0 40 92 0,0 0,0 45 93,5 20,0 0,0 50 94,5 42,4 0,0 55 95,5 64,3 0,0 60 96 87,1 0,0 60 96 0,0 0,0 65 96 0,0 0,0 70 96 0,0 0,0 70 96 87,1 0,0 75 94 92,6 6,1 80 92 98,1 12,2 85 89 103,5 18,3 91 88,5 110,1 25,6 95 88 114,5 30,5 100 87,5 119,9 36,6 106 86,5 126,5 43,9 107 86 127,6 45,1 124 86 146,2 65,8 128 86 150,6 70,7 141 88 164,8 86,5 150 90 174,6 97,5 175 95 175,0 97,6 200 105 175,0 97,4
Le BF3 gazeux obtenu dans cet exemple, à 141 minutes, a une pureté de 99,9% et est dépourvu de HF, SiF4 et BF2OH. L’absence de ces trois composés a été confirmée par analyse infrarouge (absence des bandes caractéristiques de ces trois produits dans le spectre de BF3 gazeux).
Exemple 4 (selon la présente invention) L’exemple 4 a été mis en œuvre dans les mêmes conditions que l’exemple 2 mais en partant de BF3 gazeux de grade technique et en utilisant de l’eau pour libérer le BF3 gazeux présent dans la phase liquide L1 .
(E1-2) des organosilanes ;
(E1-3) des résines tackifiantes ;
(E1-4) des esters de polyol ;
(E1-5) des polymères mono- ou disilylés ;
(E1-6) des polyétheramines ;
(E1-7) des résines silsesquioxanes ;
(E1-8) des composés polyvinyléther ;
Selon l’invention, le composé (E1) peut être un composé réactif ou non réactif, également désigné par le terme de diluant réactif ou non réactif. On entend par réactif, le fait qu’il comprend au moins une fonction pouvant réagir avec la(les) fonction(s) alkoxysilane du polymère silylé de la composition U, lors du mélange des compositions U et V. Par exemple, les polyols, les résines tackifiantes, les esters de polyol sont des composés non réactifs. Par exemple, les organosilanes et les polymères mono- ou disilylés sont des composés réactifs.
L’utilisation de composé (E1) réactif dans la composition V permet avantageusement de mieux moduler les performances de la composition adhésive obtenue après mélange des compositions U et V.
Polyols (E1-1) : Selon un mode de réalisation, le composé (E1) est un polyol choisi dans le groupe constitué des polyéther polyols, des polyester polyols, des polytétrahydrofurane polyols, des polyacrylate polyols, des polycarbonate polyols, des polyéther carbonate polyols, des polyester carbonate polyols, des polyacétal polyols, des poly(ester-amide) polyols, des polythioéther polyols, des polyoléfine polyols, et de leurs mélanges, de préférence le composé (E1) étant choisi parmi les polyéther polyols, les polyester polyols et leurs mélanges.