INPI-France/Brevets-Francais-2024-Chunked huggingface dataset:
La première portion 36 s’étend d’un premier point P1 formant l’extrémité de la partie coupante 32 jusqu’à un deuxième point P2. Une droite reliant les premier et deuxième points P1, P2 forme avec l’axe transversal A un premier angle A1 compris entre 20° et 40°. La première portion 36 s’étend sur une distance L1, mesurée selon la direction de l’axe transversal A, comprise entre 0,02 mm et 0,2 mm. La première portion 36 contribue à la tenue mécanique du couteau 26 au moment de l’attaque du plastique par le couteau 26.
La deuxième portion 38 s’étend depuis le deuxième point P2 jusqu’à un troisième point P3. Une droite reliant les deuxième et troisième points P2, P3 forme avec l’axe transversal A un deuxième angle A2 compris entre 15° et 25°. Le deuxième angle A2 permet de diminuer les efforts de pénétration perçus par la partie coupante 32. En outre, le deuxième angle A2 participe à exercer un effort sur la plaque de support inférieure 24 pour pousser le plastique contre la contre-lame 28. Les rainures par le dessous, effectuées par la contre-lame 28, sont alors améliorées.
De l’autre côté de l’axe transversal A, c’est-à-dire du côté destiné à faire face à la contre-lame 28 lorsque le couteau 26 est reçu dans la plaque de support supérieure 22, la partie coupante 32 comprend une troisième portion 40 et une quatrième portion 42.
La troisième portion 40 s’étend depuis le premier point P1 formant l’extrémité du couteau 26 et un quatrième point P4 coïncidant avec l’axe transversal A. La troisième portion 40 forme une face plane de la partie coupante 32. La troisième portion 40 s’étend sur une distance L2, mesurée selon la direction de l’axe transversal A, comprise entre 0,2 et 0,8 mm.
La quatrième portion 42 s’étend depuis le quatrième point P4 jusqu’à un cinquième point P5. Une droite reliant les quatrième et cinquième points P4, P5 forme avec l’axe transversal A un troisième angle A3 compris entre 15° et 25°.La quatrième portion 42 permet d’équilibrer l’effort de coupe de part et d’autre de l’axe transversal A, de sorte à réduire la flexion engendrée par le deuxième angle A2 de la deuxième portion 36. La quatrième portion 42 participe également à pousser le plastique sur la contre-lame 28, pour améliorer la rainure par le dessous, notamment en assurant que la contre-lame 28 pénètre le plastique sur la hauteur D4 d’incise par le dessous.
Les troisième et cinquième points P3, P5 sont symétriques par rapport à l’axe transversal A. La partie de liaison 44 s’étend de part et d’autre de l’axe transversal A depuis les points P3 et P5 pour relier la partie coupante 32 au corps 30 du couteau 26. Une distance L3 entre le premier point P1 formant l’extrémité du couteau 26 et les troisième et cinquième points P3, P5, mesurée selon la direction de l’axe transversal A est comprise entre 1,4 et 2 mm. Autrement dit, la hauteur de la partie coupante 32 est comprise entre 1,4 et 2 mm.
La partie de liaison 44 s’étend symétriquement de part et d’autre de l’axe transversal A selon un angle d’ouverture A4 compris entre 100° et 140°. L’angle d’ouverture A4 permet de rigidifier le couteau 26 pour éviter une flexion du couteau 26.
De retour sur la , le corps 30 s’étend selon l’axe longitudinal X. Le corps 30 a une section polygonale, pour donner au couteau 26 une rigidité suffisante pour supporter les efforts appliqués sur le couteau 26 lorsqu’une prédécoupe est effectuée. La section du corps 30 est en outre adaptée à être reçue dans un logement ou glissière de la plaque supérieure 22, en particulier pour assurer la bonne orientation du couteau 26 dans la plaque supérieure 22 La partie coupante 32 peut faire saillie du logement ou glissière selon la hauteur de la rainure à pratiquer.
La portion cylindrique 34 s’étend depuis le corps 30 selon la direction l’axe transversal A. La portion cylindrique 34 s’étend d’un côté du corps 30 opposé à la partie coupante 32. L’axe de révolution de la portion cylindrique 34 correspond à l’axe transversal A. La portion cylindrique 34 peut être reçue dans un logement cylindrique formé dans la plaque supérieure 22 de l’équipement 20. La portion cylindrique 34 peut être identique quelle que soit le profil et la forme de la partie coupante 32, de sorte que différents couteaux 26 peuvent être logés dans le même logement cylindrique de la plaque supérieure 22.
Un trou fileté 50 est ici formé dans la portion cylindrique 34. Le trou fileté 50 s’étend selon l’axe de révolution A de la portion cylindrique 34, depuis une face supérieure de la portion cylindrique 34 vers la partie coupante 32. Le trou fileté 50 est adapté à recevoir une vis de retenue de l’équipement 20. Le montage de l’outil coupant 30 par la vis de retenue permet un réglage précis de la position du couteau 26 dans la plaque supérieure 22. En effet, il est possible d’ajuster finement la hauteur d’incision du couteau 26, en insérant plus ou moins la vis de retenue dans le trou fileté 50.
Exemple 6 : Evaluation des catalyseurs C1 à C5 en hydrocraquage d'un distillat sous vide en une étape
Les catalyseurs C1 à C5 dont la préparation est décrite dans les exemples 1 à 5 sont utilisés pour réaliser l’hydrocraquage d’un distillat sous vide préalablement hydrotraité dont les principales caractéristiques sont données ci-après :
Densité (20/4) 0,8821 Soufre (ppm poids) 21 Azote (ppm poids) 3,4 Distillation simulée Point initial 134°C Point 5% 261°C Point 10% 321°C Point 50% 447°C Point 90% 540°C Point final 606°C
Tableau 9 : Caractéristiques du distillat sous vide préalablement hydrotraité
Les catalyseurs C1 à C5 sont mis en œuvre selon le procédé de l’invention en utilisant une unité pilote de test isotherme, comportant un réacteur à lit fixe à circulation ascendante de la charge (« up-flow »). La charge de test est additivée respectivement de diméthyldisulfure (DMDS) et d’aniline de manière à obtenir 2,8 %poids de soufre et 1250 ppm poids d’azote dans la charge additivée, afin de simuler la pression partielle d’hydrogène sulfuré et d’ammoniac généré par l’étape d’hydrotraitement du procédé.
Chaque catalyseur est évalué séparément et est sulfuré préalablement au test d’hydrocraquage au moyen d’un gasoil de distillation directe additionné de 4 %poids de diméthyldisulfure (DMDS) et 2 %poids d’aniline. La sulfuration est conduite à VVH de 2 h-1 (VVH = Vitesse Volumique Horaire), un rapport volumique H2/charge de 1000 NL/L, une pression totale de 14 MPa et une température de 350°C pendant 6 heures.
Après sulfuration, les conditions opératoires sont ajustées à celles utilisées pour le test d’hydrocraquage : une VVH de 1,5 h-1, un rapport volumique H2/charge de 1000 NL/L, une pression totale de 14 MPa. La température du réacteur est ajustée de manière à cibler une conversion nette de la fraction 370°C+ de 70% poids après 150 heures sous charge.
Les performances catalytiques sont exprimées par la conversion nette en produits ayant un point d’ébullition inférieurs à 370°C (CN_370-) et par la sélectivité brute en distillat moyen (coupe 150-370°C) (SB_DM). Elles sont exprimées à partir des résultats de distillation simulée.
La conversion nette CN en produits ayant un point d’ébullition inférieurs à 370°C (CN_370-) est définie par :
CN_370- = [ (%370- effluents) - (%370-- charge) ] / [ 100 - (%370-- charge)]
avec %370_ effluents, la teneur massique en composés ayant des points d'ébullition inférieurs à 370°C dans les effluents,
et %370- charge, la teneur massique en composés ayant des points d'ébullition inférieurs à 370°C dans la charge.
La sélectivité brute en distillat moyen (SB_DM) est définie par :
SB_DM = (%150-370 effluents) / (%370- effluents)
avec %150-370 effluents, la teneur massique en composés ayant des points d'ébullition compris entre 150°C et 370°C dans les effluents
Les performances catalytiques obtenues sont données dans le tableau 10 ci-après.
Sur les figures 4 et 6, on peut remarquer que les canaux 24 définissent des sorties 245 dans la cavité centrale 232, ces sorties 245 étant formées par les parois profilées 244 qui s’étendent axialement au-dessus des fenêtres inclinées 25. Ainsi, comme on peut le voir plus particulièrement sur la , les canaux 24 au niveau de leurs sorties 245 ou de leurs parois profilées 244 communiquent axialement directement avec le conduit interne central 20 à travers les fenêtres inclinées 25. On peut noter que la cavité centrale 232 n’est pas parfaitement circulaire, puisqu’interrompue par les sorties 245 ou les parois profilées 244 des canaux de tourbillonnement 24.
Il est à noter que la formation de fenêtres inclinées 25 n’est qu’un mode de réalisation préféré de l’invention, puisqu’il serait également possible de réaliser des fenêtres parfaitement axiales avec des canaux de tourbillonnement 24 qui viendraient en contact affleurant avec un conduit interne parfaitement cylindrique. La mise en œuvre de fenêtres inclinées 25 est particulièrement avantageuse, étant donné que la communication axiale est plus importante et que le moulage du gicleur 2 est facilité.
En ce qui concerne les dimensions de ce gicleur 2, on peut dire que la profondeur axiale des canaux de tourbillonnement 24 est considérablement plus grande que celle de la cavité centrale 232, de l’ordre de trois à dix fois, et avantageusement de cinq à dix fois. On peut également remarquer que la hauteur axiale des fenêtres 25 correspond environ à la moitié de la profondeur axiale des canaux 24. La hauteur de la paroi profilée 244 correspond environ à la hauteur des fenêtres 25. Le diamètre de la cavité centrale 232 correspond environ au diamètre de la partie cylindrique 202 de la cavité interne centrale 20.
La illustre le volume que le produit fluide peut occuper à l’intérieur de la tête de pulvérisation T de l’invention. La tige 20F représente le volume interne du conduit central 20. Ce volume 20F communique directement et de manière axiale avec trois volumes 24F représentant les canaux de tourbillonnement 24. Ces volumes 24F se présentent sous la forme de quartiers de section transversale sensiblement triangulaire. Le volume 20F est séparé du volume 232F, qui correspond au volume de la chambre de tourbillonnement 232, du fait de la présence du bouchon 22. Les volumes 24F, correspondant aux canaux de tourbillonnement 24, communiquent avec le volume 232F de manière à former une sorte d’hélice. Enfin, le volume 132F correspond au volume de l’orifice de pulvérisation 132. Là encore, on comprend que le produit fluide trouve un cheminement parfaitement axial entre le volume 20F et le volume 232F à travers les volumes 24F qui s’étendent autour du volume 20F et du volume 232F.
La montre de manière très schématique et partielle un ensemble de moulage permettant de mouler le gicleur 2. Cet ensemble de moulage comprend une première broche B1 destinée à la formation du conduit interne axiale 20. De ce fait, la broche B1 comprend tout d’abord une partie cylindrique B11 qui se termine par une partie tronconique B12. Du fait de sa conicité, la partie tronconique B12 définit une paroi conique B13. D’autre part, l’ensemble de moulage comprend plusieurs secondes broches B2 destinées à la formation des canaux de tourbillonnement tangentiels 24. Ces broches B2 définissent chacune une surface conique B22, qui vient lors du moulage en contact cône sur cône sur la surface B13 de la première broche B1.
Cet ensemble de moulage présente plusieurs avantages. Premièrement, il est bien connu qu’un contact cône sur cône est plus facile à réaliser qu’un contact coulissant en cisaille de deux surfaces. Deuxièmement, ce contact cône sur cône permet de réaliser des fenêtres inclinées 25 qui augmentent la communication axiale entre le conduit interne central 20 et les canaux de tourbillonnement 24.
Dans ce mode de réalisation, qui correspond à un usage nasal, le logement 10 et le conduit interne central 20 présentent une longueur importante. On peut très bien imaginer d’autres modes de réalisation avec un logement 10 et un conduit 20 de longueur réduite, voire très fortement réduite. D’autre part, le mode de réalisation qui a été utilisé pour illustrer l’invention comprend trois canaux de tourbillonnement, mais on peut très bien réduire ce nombre à deux ou au contraire l’augmenter à quatre, voire davantage.
Grâce à l’invention, on obtient une tête de pulvérisation à conduit central et système de tourbillonnement avec une alimentation axiale directe entre le conduit central et le système de tourbillonnement.
Procédé d’application d’une sous couche polymérique pour le renforcement de la résistance mécanique, notamment à chaud des revêtements fluorés L’invention s’applique dans le domaine des revêtements anti-adhésifs pour surface de cuisson des articles culinaires et appareils électriques de cuisson.
Les articles culinaires revêtus en PTFE (polytetrafluoroéthylène) ont la faveur du marché car ils permettent une cuisson ne nécessitant pas, ou peu, de matières grasses ajoutées et sont d’un entretien facile. Toutefois, une faiblesse inhérente à ces revêtements est leur faible résistance mécanique, notamment à chaud.
Pour y remédier, de nombreuses solutions techniques ont été proposées qui consistent à renforcer le revêtement par des charges dures ou par l’interposition de sous couches dures de type inorganiques ou organiques.
Dans le cas des primaires renforcés par des charges dures organiques ou inorganiques, on observe effectivement des améliorations importantes pour la résistance à l’abrasion mais on observe tout aussi bien des impacts au métal lors de la cuisson d’aliments telles que des côtes de porc ou lors de l’utilisation de spatules métalliques.
Dans le cas de bases dures inorganiques telles que par exemple celles réalisées à partir d’un émail ou encore d’oxydes métalliques, la résistance à l’abrasion est encore améliorée et le problème des impacts est limité sans toutefois être supprimé.
On connait également les sous-couches de polymères organiques. Ces sous-couches permettent effectivement de diminuer considérablement l’apparition de la rayure voire de la supprimer. Cette stratégie est donc très intéressante. Les polymères utilisés sont très souvent des thermoplastiques de haute résistance thermique et possédant un point de fusion élevé comme par exemple les polyarylethercétone et notamment l’oxy-1,4-phenylènephénylène-oxy-1,4-phénylène-carbonyle-1,4-phénylène ou PEEK ou encore les phénylènesulfides.
Le polymère PEEK est intéressant dans les articles culinaires puisqu’il présente un haut point de fusion (343°C) et une excellente stabilité thermique dans des conditions d’usage à 260°C.
Dans le cas où la zéolithe est une zéolithe Y, USY, VUSY ou SDUSY, la zéolithe mise en œuvre dans le support de catalyseur présentant les caractéristiques particulières définies ci-dessus est avantageusement préparée à partir d’une zéolithe Y présentant de préférence un rapport atomique global Si/Al après synthèse compris entre 2,3 et 2,8 et se présentant avantageusement sous forme NaY après synthèse. Ladite zéolithe Y subit avantageusement une ou plusieurs étape(s) d’échanges ioniques avant de subir une ou plusieurs étape(s) de désalumination. Le ou les échange(s) ionique(s) permettent de remplacer de manière partielle ou totale les cations alcalins appartenant aux groupes IA et IIA de la classification périodique présents en position cationique dans la zéolithe Y brute de synthèse par des cations NH4+ et de préférence des cations Na+ par des cations NH4+.
On entend par échange partiel ou total des cations alcalins par des cations NH4+, l’échange de 80 à 100 %, de manière préférée de 85 à 99,5 % et de manière plus préférée de 88 à 99 %, desdits cations alcalins par des cations NH4+. A l’issue de la ou des étape(s) d’échange ionique, la quantité restante de cations alcalins, et de préférence la quantité restante de cations Na+, dans la zéolithe Y, par rapport à la quantité de cations alcalins, de préférence Na+, initialement présente dans la zéolithe Y, est avantageusement compris entre 0 et 20 %, de préférence entre 0,5 et 15 % et de manière préférée entre 1,0 et 12 %.
De préférence, cette étape met en œuvre plusieurs échanges ioniques avec une solution contenant au moins un sel d’ammonium choisi parmi les sels de chlorate, sulfate, nitrate, phosphate, ou acétate d’ammonium, de manière à éliminer au moins en partie, les cations alcalins, et de préférence les cations Na+, présents dans la zéolithe. De préférence, le sel d’ammonium est le nitrate d’ammonium NH4NO3.
Le rapport cation alcalin/aluminium, de préférence Na/Al, désiré est obtenu en ajustant la concentration en NH4+ de la solution d’échange ionique, la température d’échange ionique et le nombre d’échanges ioniques. La concentration de la solution d’échange ionique en NH4+ varie avantageusement entre 0,01 et 12 mol.L-1, et de préférence entre 1,00 et 10 mol.L-1. La température de l’étape d’échange ionique est avantageusement comprise entre 20 et 100 °C, de préférence entre 60 et 95 °C, de manière préférée entre 60 et 90 °C, de manière plus préférée entre 60 et 85 °C, et de manière encore plus préférée entre 60 et 80 °C. Le nombre d’échanges ioniques varie avantageusement entre 1 et 10, et de préférence entre 1 et 4.
Ladite zéolithe Y obtenue peut ensuite subir une ou plusieurs étape(s) de traitement de désalumination. La(les)dite(s) étape(s) de désalumination peut(vent) avantageusement être réalisée(s) par toutes les méthodes connues de l’Homme du métier. De manière préférée, la désalumination est réalisée par un traitement thermique éventuellement en présence de vapeur d’eau (ou steaming selon la terminologie anglo-saxonne) et/ou par une ou plusieurs attaques acides avantageusement réalisées par traitement avec une solution aqueuse d’acide minéral ou organique.
De préférence, le traitement thermique éventuellement en présence de vapeur d’eau auquel est soumis ladite zéolithe Y est réalisé à une température comprise entre 200 et 900 °C, de préférence entre 300 et 900 °C, de manière encore plus préférée entre 400 et 750 °C. La durée dudit traitement thermique est avantageusement supérieure ou égale à 0,5 heure, de préférence comprise entre 0,5 heure et 24 heures, et de manière très préférée entre 1 heure et 12 heures. Dans le cas où le traitement thermique est réalisé en présence d’eau, le pourcentage volumique de vapeur d’eau durant le traitement thermique est avantageusement compris entre 5 et 100 %, de préférence entre 20 et 100 %, de manière très préférée entre 40 et 100 %. La fraction volumique autre que la vapeur d’eau éventuellement présente est formée d’air. Le débit de gaz formé de vapeur d’eau et éventuellement d’air est avantageusement compris entre 0,2 L.h-1.g-1 et 10 L.h-1.g-1 de la zéolithe Y.
L’étape de traitement thermique en présence de vapeur d’eau peut avantageusement être répétée autant de fois qu’il est nécessaire pour obtenir la zéolithe Y convenant pour la mise en œuvre du support du catalyseur utilisé dans le procédé selon l’invention et possédant les caractéristiques telles que revendiquées.
L’attaque acide peut avantageusement être réalisée par mise en suspension de la zéolithe Y, qui a éventuellement subi préalablement un traitement thermique, dans une solution aqueuse contenant un acide minéral ou organique. L’acide minéral peut être l’acide nitrique, l’acide sulfurique, l’acide chlorhydrique, l’acide phosphorique ou l’acide borique. L’acide organique peut être l’acide formique, l’acide acétique, l’acide oxalique, l’acide tartrique, l’acide maléique, l’acide malonique, l’acide malique, l’acide lactique, ou tout autre acide organique soluble dans l’eau. La concentration de la solution en acide minéral ou organique dans la solution varie avantageusement entre 0,01 et 2,0 mol.L-1, et de préférence entre 0,5 et 1,0 mol.L-1. La température de l’étape d’attaque acide est avantageusement comprise entre 20 et 100 °C, de préférence entre 60 et 95 °C, de manière préférée entre 60 et 90 °C et de manière plus préférée entre 60 et 80 °C. La durée de l’attaque acide est avantageusement comprise entre 5 minutes et 8 heures, de préférence entre 30 minutes et 4 heures, et de manière préférée entre 1 heure et 2 heures.
À l’issue de la ou des étapes de traitement thermique éventuellement en présence de vapeur d’eau et éventuellement de l’étape d’attaque acide, le procédé de modification de ladite zéolithe Y comporte avantageusement une étape d’au moins un échange partiel ou total des cations alcalins, et de préférence des cations Na+, encore présents en position cationique dans la zéolithe Y. L’étape d’échange ionique est réalisée de manière similaire à l’étape d’échange ionique décrite ci-dessus.
A l’issue de la ou des étapes de traitement thermique éventuellement en présence de vapeur d’eau et éventuellement de l’étape d’attaque acide et éventuellement de l’étape d’échange partiel ou total des cations alcalins et de préférence des cations Na+, le procédé de modification de ladite zéolithe Y peut comporter une étape de calcination. Ladite calcination permet d’éliminer les espèces organiques présentes au sein de la porosité de la zéolithe, par exemple celles apportées par l’étape d’attaque acide ou par l’étape d’échange partiel ou total des cations alcalins. De plus, ladite étape de calcination permet de générer la forme protonée de la zéolithe Y et de lui conférer une acidité en vue de ses applications.
Ainsi, ladite zéolithe Y, et de préférence USY, obtenue présente avantageusement un indice de distribution des sites acides (ASDI) supérieur à 0,15 et une densité de sites acides (déterminée par échange H/D) comprise entre 0,05 et 1 mmol/g et les caractéristiques définies ci-dessus.
De préférence, la teneur pondérale en zéolithe dans le support est généralement comprise entre 0,1 et 60% poids par rapport au poids total dudit support, de préférence entre 1 et 30% poids, de manière préférée entre 2 et 15% poids, de manière plus préférée entre 3 et 12% poids et de manière encore plus préférée entre 4 et 10% poids.
La technologie de type SILP présente néanmoins des inconvénients : les liaisons de type électrostatiques entre le liquide ionique et le support sont des liaisons faibles, qui peuvent conduire à une perte de liquide ionique par lixiviation au cours du temps. Ce type de mise en œuvre est donc peu adapté pour l’immobilisation de systèmes catalytiques intéressant la présente invention, pour lesquels le recyclage du catalyseur dans son intégralité, ou tout au moins en grande partie, est recherché.
L’invention a alors pour but d’améliorer la conception des compositions catalytiques fonctionnant en catalyse homogène liquide-liquide. L’invention cherche notamment à améliorer leur stabilité et/ou leur recyclabilité, ou encore à améliorer le rendement et/ou à améliorer la sélectivité des réactions recherchées.
L’invention a tout d’abord pour objet une composition catalytique sous forme de capsule dont les parois en matériau solide définissent un volume fermé qui contient une phase liquide comprenant au moins un liquide ionique de formule Q + A - , Q + étant un cation organique et A - étant un anion, et dans lequel est dissous un acide de Brönsted HB.
Ces capsules à cœur liquide sont très intéressantes, et « fonctionnent » de la manière suivante : elles sont mises en contact avec le ou les réactifs sous forme liquide, par exemple en suspension libre ou en lit fixe dans un réacteur. Leurs parois solides sont choisies étanches vis-à-vis du liquide ionique, mais poreuses vis-à-vis des réactifs et des produits de réaction visés : les réactifs réagissent en entrant en contact avec le liquide ionique des capsules, forment des produits de réaction qui diffusent hors des capsules.