INPI-France/Brevets-Francais-2024-Chunked huggingface dataset:
Le film de résine thermoplastique 3 (représenté sur la ) comprend un polymère, désigné résine thermoplastique 31, pour former la matrice thermoplastique de la plaque bipolaire B après fabrication. Par souci de concision, le film de résine thermoplastique 3 sera désigné par la suite film thermoplastique 3.
De manière préférée, en référence à la , le film thermoplastique 3 présente une épaisseur Ep3 comprise entre 50 et 600 µm. Une telle épaisseur permet une quantité suffisante de résine thermoplastique 31 pour former la matrice thermoplastique de la plaque bipolaire B, tout en limitant le volume et la masse de la plaque bipolaire B.
Dans une forme de réalisation, la résine thermoplastique du film thermoplastique 3 est de type semi-cristalline, permettant de conférer à la plaque bipolaire B une imperméabilité importante aux fluides, en particulier à l’hydrogène. Une résine thermoplastique semi-cristalline permet également une résistance mécanique et chimique importante, en particulier une résistance à la corrosion. Dans une forme de réalisation, la résine thermoplastique du film thermoplastique 3 est de type amorphe, permettant une plus grande ductilité ainsi qu’un faible taux de retrait dimensionnel lors de l’étape de refroidissement.
La résine thermoplastique peut être adaptée selon l’environnement chimique du dispositif électrochimique dans lequel la plaque bipolaire B sera montée. A ce titre, pour le montage de la plaque bipolaire B dans une membrane échangeuse de protons (connue sous l’acronyme « PEM ») basse température, la résine thermoplastique est de préférence de type polyphénylene sulfide (connue sous l’acronyme « PPS »), Polyphenylsulfone (connue sous l’acronyme « PPSU »), Polyvinylidene fluoride (connue sous l’acronyme « PVDF »), ethylene chlorotrifluoroethylene (connue sous l’acronyme « ECTFE ») ou de type polyoléfine, poly aryl éther cétone, ou polyamide.
Pour le montage de la plaque bipolaire B dans une membrane échangeuse de protons haute température, la résine thermoplastique est de préférence de type polyphénylene sulfide (PPS), Polyphenylsulfone (PPSU), de type ethylene chlorotrifluoroethylene (ECTFE), de type poly aryl éther cétone.
Pour le montage de la plaque bipolaire B dans une batterie à flux Redox avec électrolyte de type vanadium, bromure d’hydrogène, ou toute électrolyte liquide (organiques par exemple), la résine thermoplastique est de préférence de type polyphénylene sulfide (PPS) et Polyphenylsulfone (PPSU) si l’électrolyte est de type basique, et de type Polyvinylidene fluoride (PVDF) ou de type ethylene chlorotrifluoroethylene (ECTFE) si l’électrolyte est de type acide, ou de type poly aryl éther cétone.
Il va dorénavant être décrit un procédé de fabrication d’une plaque bipolaire B selon un mode de mise en œuvre de l’invention.
L’invention a également pour objet un kit pour la fabrication d’un dispositif de sécurité tel que décrit ci-dessous, comprenant un deuxième organe de sécurité et un troisième organe de sécurité, le deuxième organe de sécurité et le troisième organe de sécurité étant destinés à être rapportés sur un boitier du dispositif de sécurité comprenant le canal d’aération, le piston de sécurité et le premier organe de sécurité du dispositif de sécurité. Un tel kit permet avantageusement de mettre en œuvre aisément et rapidement le mode de réalisation décrit ci-dessus dans lequel le deuxième organe de sécurité est couplé aux moyens de déformation par le troisième organe de sécurité. Ainsi, il est possible de rapporter le deuxième organe de sécurité et le troisième organe de sécurité de ce mode de réalisation sur le corps d’un dispositif de sécurité selon l’invention afin de mettre en œuvre ce mode de réalisation lorsqu’on souhaite bénéficier des avantages offerts par ce mode de réalisation.
L’invention a également pour objet un réservoir destiné à contenir un gaz sous pression équipé d’un dispositif de sécurité tel que décrit précédemment. Comme expliqué précédemment, un tel réservoir est plus sûr qu’un réservoir équipé d’un dispositif de sécurité de l’art antérieur.
On décrit également un véhicule automobile comprenant un réservoir tel que décrit précédemment. Le réservoir est typiquement un réservoir de carburant, par exemple un réservoir à hydrogène.
Enfin, l’invention a pour objet un procédé de fabrication d’un dispositif de sécurité tel que décrit précédemment, dans lequel on met en œuvre les étapes suivantes : - on rapporte les moyens de déformation sur un boîtier comprenant le canal d’aération, le piston de sécurité et le premier organe de sécurité, et - on rapporte le deuxième organe de sécurité sur le boîtier.
Brève description des figures L'invention sera mieux comprise à la lecture de la description qui va suivre donnée uniquement à titre d'exemples non limitatifs en se référant aux dessins annexés dans lesquels :
est une vue schématique d’un véhicule automobile comprenant un réservoir muni d’un dispositif de sécurité selon l’invention ;
est une vue schématique en coupe d’un premier mode de réalisation du dispositif de sécurité selon l’invention représenté en position de repos (A) et en position de sécurité (B) ; et
est une vue schématique en coupe d’un deuxième mode de réalisation du dispositif de sécurité selon l’invention représenté en position de repos (A) et en position de sécurité (B).
est une vue schématique de dessus des moyens de fixation du deuxième organe de sécurité aux moyens de déformation selon le deuxième mode de réalisation.
Description détaillée On a représenté sur les figures 1 à 4 deux modes de réalisation d’un dispositif de sécurité selon l’invention.
La représente de manière schématique un véhicule 1 automobile comprenant un réservoir 2 destiné à contenir un gaz sous pression équipé d’un dispositif 3 de sécurité selon l’invention.
Dans le cas présent, le réservoir 2 est destiné à contenir du carburant pour le véhicule 1 automobile, plus particulièrement le réservoir 2 est destiné à contenir du dihydrogène compressé, typiquement entre 300 et 700 bars. Un seul dispositif 3 de sécurité est représenté sur la . Selon d’autres modes de réalisation, le nombre de dispositif 3 de sécurité équipant le réservoir est plus importante, par exemple compris entre deux et vingt. On peut prévoir selon d’autres modes de réalisation que le dispositif 3 de sécurité équipe des réservoirs autres que des réservoirs de carburant ou des réservoirs à hydrogène.
La représente un premier mode de réalisation d’un dispositif 3 de sécurité selon l’invention dans lequel le dispositif 3 de sécurité est représenté en position de repos (figure 2A) et en position de sécurité (figure 2B).
Le dispositif 3 de sécurité comprend un corps ou boitier 4 sur lequel sont montés un piston 5 de sécurité, un premier organe 6 de sécurité, des moyens 7 de déformation et un deuxième organe 8 de sécurité.
Le boitier 4 comprend un canal 9 d’aération destiné à mettre en communication fluidique un volume interne 10 délimité par le réservoir 2 et l’extérieur du réservoir 2. Une première extrémité du canal 9 d’aération débouche dans le volume interne 10 du réservoir 2 et une deuxième extrémité du canal 9 d’aération débouche à l’extérieur du réservoir 2.
Le piston 5 de sécurité est monté glissant à l’intérieur du canal 9 d’aération en étant mobile entre une position d’obturation dans laquelle il obture le canal 9 d’aération (figure 2A), et une position de sécurité dans laquelle il n’obture pas le canal 9 d’aération (figure 2B). Autrement dit, en position d’obturation le piston 5 de sécurité empêche la communication fluidique entre le volume interne 10 et l’extérieur du réservoir 2. Dans la position d’obturation, un joint 5a d’étanchéité agencé entre le piston 5 de sécurité et une paroi interne du canal 9 d’aération coopère avec une partie du piston 5 de sécurité pour empêcher le gaz présent dans le volume interne 10 de s’échapper par le canal 9 d’aération. En position de sécurité, le piston 5 de sécurité n’obture plus, au moins en partie, le canal 9 d’aération de sorte que le volume interne 10 du réservoir 2 est en communication fluidique avec l’extérieur du réservoir. Dans la position de sécurité, le joint 5a d’étanchéité ne coopère plus avec le piston 5 de sécurité pour réaliser l’étanchéité du canal 9 d’aération, en conséquence, le gaz sous pression présent dans le volume interne 10 s’échappe via le canal 9 d’aération. Le joint d’étanchéité permet d’améliorer l’étanchéité de l’obturation du canal 9 d’aération par le piston 5 de sécurité. On peut prévoir, selon une alternative de réalisation, que le dispositif 3 de sécurité ne comprend pas de joint 5a d’étanchéité. Une bague 5b de glissement montée sur le piston 5 de sécurité permet de guider le glissement du piston 5 de sécurité entre la position d’obturation et la position de sécurité. Le piston 5 de sécurité est usiné de manière à présenter un logement 11 creux.
En outre, grâce à l’agencement particulier des première et deuxième couches de carcasse, on obtient de façon surprenante un pneumatique avec une dissipation d’énergie et une température de fonctionnement optimales dans le flanc, notamment à forte charge et sous une pression inférieure ou égale à la pression recommandée pour un pneumatique de même dimension dans sa version STANDARD LOAD ou EXTRA-LOAD. Ceci est d’autant plus surprenant que l’agencement particulier des première et deuxième couches de carcasse est situé dans une zone du pneumatique, ici dans le bourrelet ou à proximité du bourrelet, et que cela permet de réduire la dissipation d’énergie dans une autre zone du pneumatique, éloignée du bourrelet, ici le flanc. On a découvert que l’agencement particulier de l’armature de carcasse, c’est-à-dire le fait que chaque extrémité axiale de la deuxième couche de carcasse est agencée axialement entre les portions axialement intérieure et extérieure de la première couche de carcasse, ou axialement à l’intérieur de la portion axialement intérieure de la première couche de carcasse, permet de réduire la différence de tensions entre la première couche de carcasse et la deuxième couche de carcasse. Or, plus la différence de tensions entre les première et deuxième couches de carcasse est réduite, moins on génère de cisaillement entre ces première et deuxième couches de carcasse et moins on dissipe d’énergie.
Cette troisième variante est particulièrement avantageuse pour les pneumatiques présentant les flancs les plus hauts parmi ceux vérifiant H < 95. En effet, pour des pneumatiques de type HIGH LOAD CAPACITY présentant une hauteur de flanc la plus élevée parmi ceux vérifiant H < 95, la tension de l’extrémité de la première couche de carcasse devenant élevée, il est préférable d’envisager une armature de carcasse dans laquelle, à la différence de l’agencement décrit dans les premières et deuxième configurations, chaque extrémité axiale de la deuxième couche de carcasse est agencée axialement à l’extérieur de chaque portion axialement extérieure de la première couche de carcasse. Avec un tel agencement de l’armature de carcasse, on réduira la tension de l’extrémité de la première couche de carcasse à un niveau plus faible.
Dans certains modes de réalisation de la première configuration, chaque extrémité axiale de la première couche de carcasse est agencée radialement à l’intérieur de l’équateur du pneumatique et encore plus préférentiellement agencée à une distance radiale inférieure ou égale à 30 mm d’une extrémité radialement intérieure de chaque élément de renforcement circonférentiel de chaque bourrelet.
En agençant chaque extrémité axiale de la couche de carcasse enroulée à l’intérieur de l’équateur du pneumatique, on réduit significativement la masse de l’armature de carcasse. En outre, l’immense majorité des jantes actuellement utilisées pour des pneumatiques pour véhicule de tourisme présente des crochets de type J dont la hauteur est, dans tous les cas inférieure à 30 mm. L’agencement très préférentiel de chaque extrémité axiale dans une zone correspondant radialement sensiblement au crochet de jante permet de protéger mécaniquement chaque extrémité axiale. En effet, si chaque extrémité axiale était agencée radialement trop au-dessus de chaque élément de renforcement circonférentiel de chaque bourrelet, c’est-à-dire à une distance radiale strictement supérieure à 30 mm de l’extrémité radialement intérieure de chaque élément de renforcement circonférentiel, chaque extrémité axiale se retrouverait alors dans une zone flexible du pneumatique soumise à de trop fortes sollicitations, sollicitations qui sont très importantes dans le cas d’un pneumatique de type HIGH LOAD CAPACITY.
Dans d’autres modes de réalisation de la première configuration, chaque extrémité axiale de la première couche de carcasse est agencée radialement à l’extérieur de l’équateur du pneumatique. Avantageusement, dans ces autres modes de réalisation, chaque extrémité axiale de la première couche de carcasse est agencée très préférentiellement axialement à l’intérieur d’une extrémité axiale de la ou d’au moins une des couche(s) de sommet de l’armature de sommet.
Dans une deuxième configuration de l’armature de carcasse, chaque bourrelet comprenant au moins des premier et deuxième éléments de renforcement circonférentiels, une portion de chaque première et deuxième couche de carcasse est agencée axialement entre deux des au moins premier et deuxième éléments de renforcement circonférentiels. De telles configurations sont notamment décrites dans WO2021/123522.
Dans d’autres modes de réalisation, le pneumatique comprenant une armature de carcasse ancrée dans chaque bourrelet, le sommet comprenant une armature de sommet et une bande de roulement, l’armature de carcasse s’étendant radialement dans chaque flanc et axialement dans le sommet radialement intérieurement à l’armature de sommet, l’armature de carcasse comprend une unique couche de carcasse ancrée dans chaque bourrelet et s’étendant radialement dans chaque flanc et axialement dans le sommet radialement intérieurement à l’armature de sommet, l’unique couche de carcasse formant un enroulement autour d’un élément de renforcement circonférentiel de chaque bourrelet de sorte qu’une portion axialement intérieure de la couche de carcasse est agencée axialement à l’intérieur d’une portion axialement extérieure de la couche de carcasse et de sorte que chaque extrémité axiale de la couche de carcasse soit agencée radialement à l’extérieur de chaque élément de renforcement circonférentiel et radialement à l’extérieur de l’équateur du pneumatique, de préférence agencée axialement à l’intérieur d’une extrémité axiale de la ou d’au moins une des couche(s) de sommet de l’armature de sommet. Dans ces modes de réalisation, chaque première et deuxième couche s’étendant au moins radialement dans chaque flanc est constituée respectivement par chaque portion axialement intérieure et axialement extérieure.
Par unique couche de carcasse ancrée dans le ou chaque bourrelet, on comprend que l’armature de carcasse est, à l’exception de la couche de carcasse, dépourvue de toute couche renforcée par des éléments de renfort et ancrée dans le ou chaque bourrelet. Les éléments de renfort de telles couches renforcées exclues de l’armature de carcasse du pneumatique comprennent les éléments de renfort métalliques et les éléments de renfort textiles. De façon très préférentielle, l’armature de carcasse est constituée par l’unique couche de carcasse.
Dans encore d’autres modes de réalisation, l’armature de carcasse comprend une couche de carcasse ancrée dans chaque bourrelet et s’étendant radialement dans chaque flanc et axialement dans le sommet radialement intérieurement à l’armature de sommet, le pneumatique comprenant une couche de renfort de flanc s’étendant au moins radialement dans chaque flanc et présentant : - une extrémité radialement intérieure agencée radialement à l’intérieur de l’équateur du pneumatique - une extrémité radialement extérieure agencée radialement à l’extérieur de l’équateur du pneumatique.
Dans ces modes de réalisation utilisant une couche de renfort de flanc dans chaque flanc, les couches de renfort de flanc sont discontinues sous le sommet du pneumatique. Une couche de renfort de flanc n’est pas ancrée dans un bourrelet du pneumatique. Ainsi, l’extrémité radialement intérieure de la couche de renfort de flanc est agencée radialement à l’extérieur du bourrelet. Chaque première et deuxième couche s’étendant au moins radialement dans chaque flanc est ici constituée respectivement par la couche de carcasse et la couche de renfort de flanc.
Dans des modes de réalisation préférés, le pneumatique présente une largeur de section nominale SW allant de 205 à 315, un rapport d’aspect nominal allant de 25 à 55, un diamètre de jante nominale allant de 17 à 23 et un indice de charge LI allant de 98 à 116, de préférence une largeur de section nominale SW allant de 225 à 315, un rapport d’aspect nominal allant de 25 à 55, un diamètre de jante nominale allant de 18 à 23 et un indice de charge LI allant de 98 à 116, et plus préférentiellement une largeur de section nominale SW allant de 245 à 315, un rapport d’aspect nominal allant de 30 à 45, un diamètre de jante nominale allant de 18 à 23 et un indice de charge LI allant de 98 à 116. Comme expliqué précédemment, les pneumatiques de l’invention sont destinés à porter des charges relativement élevées conduisant nécessairement à une usure relativement élevée par rapport aux pneumatiques de mêmes dimensions dans leur version EXTRA LOAD. Ainsi, il est particulièrement avantageux d’utiliser des pneumatiques dont la largeur de section nominale est relativement élevée afin de réduire la pression exercée sur la bande de roulement et donc l’usure.
Avantageusement, 0,82≤H/LI≤0,92. Ainsi, on applique préférentiellement l’invention à des pneumatiques susceptibles de fléchir de façon relativement importante car présentant un indice de charge relativement élevé pour une hauteur de flanc donné, c’est-à-dire satisfaisant H/LI≤0,92. Ceci est rendu possible par la combinaison selon l’invention qui permet de réduire l’abrasion de la surface interne en réduisant le fléchissement du flanc grâce à la mise en conformité plus régulière de la pression réelle du pneumatique avec la pression recommandée. Néanmoins, si le flanc est trop court par rapport à l’indice de charge, c’est-à-dire satisfaisant H/LI<0,82, la flexion du flanc entraine une mise en compression relativement importante des première et deuxième couches et donc une abrasion de la surface interne quand bien même la pression réelle du pneumatique est en conformité avec la pression recommandée. Cette abrasion est toutefois limitée par la mise en œuvre de l’invention.
Exemple 5 : Extraction à l’éthanol 96% assistée par ultra-sons
36 grammes de péricarpes secs broyés de Garcinia mangostana sont mis en contact avec 350 millilitres d’éthanol 96% puis extraits sous l’action des ultra-sons (20kHz) pendant 3 fois une minute à une amplitude de 100%. L’extrait est ensuite filtré sur plaque de filtration K900 et le solvant est évaporé de manière à obtenir 7,9 grammes d’une poudre rouge violacée avec un rendement massique de 22%. L’extrait sec obtenu contient 16,4% en poids d’alpha-mangostine.
Exemple 6 : Extraction à reflux à l’éthanol 96% 20 grammes de péricarpes secs broyés de Garcinia mangostana sont extraits à reflux sous agitation par 200 millilitres d’éthanol 96% pendant une heure dans un réacteur. L’extrait est ensuite filtré sur plaque de filtration K900 et le solvant est évaporé de manière à obtenir 5,3 grammes d’une poudre rouge violacée avec un rendement massique de 26%. L’extrait sec obtenu contient 16,0% en poids d’alpha-mangostine.
Exemple 7 : Extraction hydrotropique avec une solution aqueuse d’heptylglucoside 1,5M
26 grammes de péricarpes secs broyés de Garcinia mangostana sont extraits pendant 2 heures à 40°C sous agitation par 260 millilitres d’une solution aqueuse d’heptylglucosides 1,5M. Après filtration sur plaque de filtration K900, le filtrat est acidifié à pH=2 puis dilué avec 11 volumes d’eau acidifiée à pH=2. Après centrifugation, le culot est repris et séché de manière à obtenir une pâte orangée avec un rendement massique de 7,3%. L’extrait sec obtenu contient 17,0% en poids d’alpha-mangostine.
Exemple 8 : Extraction hydrotropique avec une solution aqueuse de butyl xylosides à 25%
20 grammes de péricarpes secs broyés de Garcinia mangostana sont extraits pendant 2 heures à température ambiante sous agitation par 200 millilitres d’une solution aqueuse de butyl xylosides à 25% massique. Après filtration sur plaque de filtration K900, le filtrat est dilué par 2 volumes d’eau. Après centrifugation, le culot est récupéré. Le surnageant est dilué par 2 volumes d’eau. Après centrifugation, le culot est de nouveau récupéré et rassemblé avec le culot précédent, de façon à obtenir l’extrait sec de Garcinia mangostana sous forme d’une poudre marron avec un rendement massique de 4,9%. L’extrait sec obtenu contient 53,0% en poids d’alpha-mangostine.
Exemple 9 : Extraction hydrotropique avec une solution aqueuse de butyl xylosides (APXC4) assistée par extrusion
670 grammes de péricarpes secs de Garcinia mangostana sont introduits dans le premier fourreau d’un extrudeur bivis Clextral BC45 avec un débit de 40 kg/h. Est ensuite introduite une solution aqueuse de butyl xylosides à 26% massique avec un débit de 120 kg/h. La température appliquée aux différents fourreaux est de 60°C. Au bout d’une minute, l’extrait de péricarpes de Garcinia mangostana est récupéré en sortie d’extrudeur grâce à un fourreau filtrant permettant une spération solide/liquide. Après clarification, la solution est diluée par 2 volumes d’eau. Après centrifugation, le culot est récupéré. Le surnageant est dilué par 2 volumes d’eau. Après centrifugation, le culot est de nouveau récupéré et rassemblé avec le culot précédent, de façon à obtenir l’extrait sec de Garcinia mangostana sous forme d’une pâte orangée avec un rendement massique de 0,4%. L’extrait sec obtenu contient 50,0% en poids d’alpha-mangostine.
Exemple 10 : Extraction par CO2 supercritique 470 grammes de péricarpes secs broyés de Garcinia mangostana sont extraits pendant 2 heures à 50°C et sous 50 bars par du CO 2 supercritique dont le débit est de 10 kg/h. L’extrait est ensuite solubilisé dans de l’éthanol puis filtré sur plaque de filtration K900 et le solvant est évaporé de manière à obtenir 3,4 grammes d’une pâte jaune orangé avec un rendement massique de 0,7%. L’extrait sec obtenu contient 9,45% en poids d’alpha-mangostine.
Le marc (466 grammes) est ensuite extrait pendant 1 heure à 50°C et sous 50 bars par du CO 2 supercritique avec pour co-solvant de l’éthanol (débits de 10 kg/h et 1kg/h, respectivement). L’extrait est filtré sur plaque de filtration K900 et le solvant est évaporé de manière à obtenir 2,3 grammes d’une pâte jaune orangé avec un rendement massique de 0,5%. L’extrait sec obtenu contient 22,3% en poids d’alpha-mangostine.
Exemple 11 : Obtention d’un jus d’avoine fraiche par traitement thermomécanique
12,75 kg de parties aériennes fraiches décongelées (24h à 2°C) d’avoine ( Avena sativa L.) récoltées à l’ensileuse après 2 mois de croissance (plantules d’avoine) ont été introduit dans le premier fourreau d’un extrudeur bivis à vis corotatives et copémétrantes CLEXTRAL BC45 qui en comporte 5. La température appliquée aux différents fourreaux est de 30°C / 120°C / 120°C / 120°C / 60°C.
Le schéma du procédé s’établit comme suit (durée totale de l’étape d’extrusion = 20 minutes ; débit de traitement 38 kg de plantes / h et 22 kg de jus / h) :
Parties aériennes fraiches → Extrusion 120°C → Marc extrudé
→ Jus Brut (rendement 57,2% (p/p))
En se référant maintenant aux figures 1 à 4, on voit un tel dispositif anti-violation 100. Le dispositif anti-violation 100 comprend une première portion 101 et une seconde portion 102 adaptées pour former une coquille autour d'un bouchon 103 et d’un col 104 d'un réservoir de dégazage (non représenté) sur lequel le bouchon 103 est installé.