INPI-France/Brevets-Francais-2024-Chunked huggingface dataset:
Dans le calcinateur 100 selon la présente invention, l'air tertiaire s'écoule le long du canal de volute inférieur 20 et entre finalement tangentiellement, dans la partie de volute inférieure 12 via la sortie 22 avec les tourbillons générés. Ensuite, le flux d'air monte en spirale dans le corps central de calcinateur 30, principalement sous la forme de tourbillons. Quand il traverse la partie rétrécie 41 au fond du corps supérieur de calcinateur 40, le flux d'air produit un effet de jaillissement et est dominé par un flux laminaire au lieu de tourbillons. Ensuite, le flux d'air entre à reculons dans la partie de volute supérieure 50 et est dominé à nouveau par un flux tourbillonnaire. L'air tertiaire entre dans le canal de volute inférieur 20 par l'entrée d'air 21 et le combustible est introduit dans l'air tertiaire par la première entrée de combustible 23. Du fait de l'obstruction du canal de volute inférieur 20, l'air tertiaire doit tourner au moins sous un certain angle dans le canal de volute inférieur 20 avant de s'échapper. De cette manière, le temps de séjour du combustible dans l'air tertiaire est augmenté. Le gaz de combustion tourbillonne principalement dans le calcinateur 100, ce qui augmente le temps de séjour du gaz de combustion dans le calcinateur et le temps de calcination du combustible. L'effet de jaillissement et la rotation inversée du flux d'air augmentent fortement l'effet de mélange du gaz de combustion, de la farine brute et du combustible ainsi que l'efficacité de l'échange thermique entre eux, et favorise la vitesse de décomposition de la farine brute.
Dans le mode de réalisation illustré sur les et 2, plusieurs (plus de 2) troisièmes entrées de combustible 14 sont présentes. On comprendra qu'il peut y avoir une seule troisième entrée de combustible 14. La quantité de combustible introduite via la troisième entrée de combustible 14 dépend principalement du fait que la concentration thermique et le criblage ont lieu dans la partie conique 13. Si aucune concentration thermique n'a lieu dans la partie conique 13, tout le combustible est introduit. Si une concentration thermique a lieu dans la partie conique 13, une quantité appropriée de combustible peut être injectée en fonction des conditions particulières.
Suite à ce qui précède, du fait de la combustion du combustible, davantage de chaleur est générée et une concentration thermique peut avoir lieu. Afin de contrôler la température du champ de flux de la partie conique 13, la partie conique 13 peut être dotée d'une troisième entrée de matériau à calciner 15 communiquant avec la partie conique et configurée pour introduire de la farine brute. Bien que les figures montrent qu'il y a plusieurs (plus de 2) troisièmes entrées de matériau à calciner 15, on comprendra qu'il peut y avoir une seule troisième entrée de matériau à calciner 16. La farine brute introduite par la troisième entrée de matériau à calciner 16 absorbe la chaleur et se décompose, contrôlant ainsi la température du champ de flux de la partie conique 13. De plus, la capacité de calcination de farine brute et le rendement du calcinateur 100 sont indirectement améliorés.
En observant les et 2, on pourra comprendre que, bien que ces figures montrent que le canal de volute inférieur 20 communique avec la première entrée de matériau à calciner 24 et la première entrée de combustible 23, et que la deuxième entrée de matériau à calciner 17 et la deuxième entrée de combustible 16 soient agencées sur la paroi latérale de la partie de volute inférieure 12, à condition que cela n'empêche pas le calcinateur 100 d'atteindre l'objectif d'augmenter le temps de séjour du combustible et du gaz de combustion, et aussi de mélanger complètement la farine brute, le combustible et le gaz de combustion, seul le canal de volute inférieur 20 peut communiquer avec la première entrée de matériau à calciner 24 et la première entrée de combustible 23, ou seule la deuxième entrée de matériau à calciner 17 et la deuxième entrée de combustible 16 sont agencées sur la paroi latérale de la partie de volute inférieure 12 même s'il peut y avoir certains défauts. De plus, l'ajustement coopératif de la troisième entrée de combustible 14 et de la troisième entrée de matériau à calciner 15 permet de contrôler les défauts provoqués en ajustant un seul des éléments susmentionnés. Afin d'augmenter la température de la matière première entrant dans le calcinateur 100, au moins la première entrée de matériau à calciner 24, la deuxième entrée de matériau à calciner 17 ou la troisième entrée de matériau à calciner 15 est dotée d'un préchauffeur (non représenté), et de préférence toutes sont dotées de préchauffeurs.
Comme le montre la , dans le calcinateur 100 selon la présente invention, afin d'augmenter le plus possible l'espace interne du corps central de calcinateur 30 servant de zone de combustion principale, et de mieux connecter le corps centrale de calcinateur 30 respectivement avec la partie de volute inférieure 12 et la partie rétrécie 41 du corps supérieur de calcinateur 40, le corps central de calcinateur 30 a un plus grand diamètre que le corps inférieur de calcinateur 10 et le corps supérieur de calcinateur 40, la sortie de sommet du corps central de calcinateur 30 est dotée d'une partie à passage réduit 31 ayant un diamètre réduit et l'entrée de fond du corps central de calcinateur 30 est aussi dotée d'une partie à passage réduit 31 ayant un diamètre réduit.
De préférence, dans le calcinateur 100 selon la présente invention, le canal de volute inférieur 20 est configuré pour s'étendre près de la paroi latérale de la partie de volute inférieure 12 et le long d'une direction circonférentielle de la paroi latérale de la partie de volute inférieure, et le canal de volute inférieur 20 a un diamètre diminuant progressivement le long d'une direction d'écoulement de l'air tertiaire. De cette manière, la vitesse de flux de l'air tertiaire entrant tangentiellement dans la partie de volute inférieure 12 peut être augmentée.
Comme le montrent les et 3, le canal de volute supérieur de la partie de volute supérieure 50 est en communication tangentielle avec la sortie supérieure 42 du corps supérieur de calcinateur 40, en forme de 8 vu de dessus. De cette manière, un passage formé par la connexion entre la sortie latérale supérieure 42 et l'entrée du canal de volute supérieur peut être rétréci, et le joint entre le bord sur un côté du passage et la partie de volute supérieure 50 est aussi connecté le long de la direction tangentielle du joint, de sorte à former des tourbillons. Par conséquent, la forme peut ne pas être limitée la forme de 8.
Le processus de fonctionnement du calcinateur 100 selon la présente invention est décrit en détails ci-après, en se référant aux modes de réalisation illustrés, par le biais d'un exemple où le matériau à calciner est de la farine brute pour la production de ciment.
Le combustible, la farine brute et le gaz de combustion à haute température entrent dans le corps central de calcinateur 30 après avoir traversé la partie de volute inférieure 12. Entraîné par l'air tertiaire, le gaz de combustion à haute température sortant du four rotatif monte en spirale et est mélangé avec l'air tertiaire, la farine brute et le combustible. Sous l'effet de la force centrifuge, la majeure partie de la farine brute et du combustible est proche de la paroi latérale du corps central de calcinateur. Du fait que la paroi latérale est dominée principalement par le flux d'air tertiaire (avec une teneur en oxygène élevée), elle favorise la combustion rapide du combustible. La farine brute proche de la paroi latérale se décompose et absorbe la chaleur, ce qui peut éviter le criblage provoqué par la température élevée de la paroi latérale. Dans le corps central de calcinateur 30, le flux d'air tourbillonne principalement et les tourbillons peuvent augmenter le temps de séjour du gaz de combustion.
3 - Le gaz de combustion à haute température tourbillonnant et autres éléments continuent à s'élever à travers le corps central de calcinateur 30 et passent à travers la partie rétrécie 41 dans le fond du corps supérieur de calcinateur 40. Le flux d'air provoque un effet de jaillissement, le tournoiement est affaibli, un flux laminaire est généré au milieu du corps supérieur de calcinateur 40 et le mélange du gaz de combustion à haute température, de la farine brute et du combustible est favorisé. Le gaz de combustion à haute température pénètre dans la partie hémisphérique formant dôme 43 du corps supérieur de calcinateur 40 et se retourne, puis il pénètre tangentiellement et horizontalement dans la partie de volute supérieure 50 depuis la sortie supérieure 42 sur le côté du corps supérieur de calcinateur 40.
4 - Le gaz de combustion à haute température, la farine brute et le combustible non brûlé entrent horizontalement dans la partie de volute supérieure 50. Du fait de l'extrusion de la partie de volute supérieure 50, le flux d'air se retourne et le sens de rotation du flux d'air dans la partie de volute supérieure 50 est opposé à celui de la partie de volute inférieure 12, ce qui favorise encore le mélange du gaz de combustion à haute température, de la farine brute et du combustible non brûlé. Du fait que le flux d'air tourne et entre dans le cylindre de connexion 60, le temps de séjour du flux d'air peut être augmenté et la ségrégation du flux d'air dans le cylindre de connexion 60 peut ainsi être évitée. Le flux d'air en rotation peut passer à l'étage suivant du cyclone après avoir traversé le cylindre de connexion 60.
Le calcinateur 100 selon la présente invention comprend principalement une partie de volute supérieure 50, un corps inférieur de calcinateur 10, une partie de volute inférieure 12 et un corps supérieur de calcinateur 40 doté d'une partie rétrécie 41. Le flux d'air tertiaire s'écoule le long du canal de volute inférieur 20 et finit par entrer tangentiellement dans la partie de volute inférieure 12 via la sortie 22 pour générer des tourbillons. Le flux d'air tourbillonne principalement dans le corps central de calcinateur 30. La partie rétrécie 41 au fond du corps supérieur de calcinateur 40 provoque un effet de jaillissement et le flux d'air est dominé par un flux laminaire au lieu des tourbillons. Le flux d'air tourbillonne alors en sens inverse dans la partie supérieure de volute 50. L'air tertiaire entre dans le canal de volute inférieur 20 par l'entrée d'air 21 et le combustible est injecté dans l'air tertiaire par la première entrée de combustible 23. Du fait de l'obstruction du canal de volute inférieur 20, l'air tertiaire doit pivoter au moins à 180° dans le canal de volute inférieur 20 avant de s'échapper. Ainsi, le temps de séjour du combustible dans l'air tertiaire est augmenté. Le gaz de combustion tourbillonne principalement dans le calcinateur 100, ce qui augmente le temps de séjour du gaz de combustion dans le calcinateur 100 et le temps de calcination du combustible. L'effet de jaillissement et la rotation en sens inverse du flux d'air augmentent fortement l'effet de mélange du gaz de combustion, de la farine brute et du combustible, ainsi que le rendement des échanges thermiques entre eux, et favorisent la vitesse de décomposition de la farine brute. Le corps inférieur de calcinateur 10 est aussi doté d'une première entrée de combustible 16 et d'une troisième entrée de combustible 14 ; et avec l'utilisation de la combustion échelonnée du combustible, les émissions de NOx peuvent être réduites. Par conséquent, la présente invention propose un calcinateur qui peut augmenter le temps de séjour du gaz de combustion, améliorer l'effet de mélange du gaz de combustion, de la farine brute et du combustible et réduire les émissions de NOx.
Additif modificateur d’impact 2 : HR-181®
Additif modificateur d’impact 3 : C3000®
Anti-oxydant : 0,2% (mélange équimassique d’Irganox 1076® et d’Irganox 168®)
Température d’extrusion : 270°C
Température d’injection : 250°C
Ref Additif tenue thermique (% mass) Additif modificateur d’impact 1 (% mass) Additif modificateur d’impact 2 (% mass) Additif modificateur d’impact 3 (% mass) IZOD entaillé 23°C (kJ/m²) Module de flexion 23°C (MPa) VICAT (°C) HDT (°C) C2-0* 0 0 0 - 7,9 - - 91 C2-1 Additif tenue thermique 1 (15%) 8 - - 9,1 ± 0,2 2590 ± 20 105 95,9 ± 0,1 C2-2 Additif tenue thermique 1 (15%) 10 - - 9,3 ± 0,2 2540 ± 30 104 95,7 ± 0,2 C2-3 Additif tenue thermique 1 (15%) 12 - - 10,4 ± 0,2 2370 ± 30 102 95,3 ± 0,2 C2-4 Additif tenue thermique 1 (25%) 24 - - 7 1970 ± 19 69,1±1,3 101,3 ± 0,6 C2-5 Additif tenue thermique 1 (25%) - 24 - 9,7 2200 ± 15 105,3±0,6 98,7 ± 0,2 C2-6 Additif tenue thermique 2 (20%) - - 15 4,8 ± 0,7 2110 ± 10 - 99,8 ± 0,3
Exemple 3 : Compositions selon l’invention comprenant un additif tenue thermique et deux additifs modificateurs d’impact
Dans les compositions du tableau 4 ci-dessous, les matériaux et additifs suivants ont été utilisés :
ABS : ABS recyclé EGR0064
Additif tenue thermique 1 : DENKA IP MS-NJP®
Additif modificateur d’impact 1 : Lotryl 29MA03T®
Ref Additif tenue thermique 1 (% mass) Additif modificateur d’impact 1 (% mass) Additif modificateur d’impact 2 (% mass) Additif modificateur d’impact 2 / Additif modificateur d’impact 1 IZOD entaillé 23°C (kJ/m²) Module de flexion 23°C (MPa) VICAT (°C) HDT (°C) C3-1 25 24 - 0 7 1970 ± 19 69,1±1,3 101,3 ± 0,6 C3-2 25 16 8 0,5 7,7 2180 ± 32 94,4±0,6 104 ± 0,6 C3-3 25 12 12 1 8,2 2280 ± 20 100,2±0,7 102 ± 1 C3-4 25 8 16 2 11,3 2060 ± 10 103 99 C3-5 25 - 24 - 9,7 2200 ± 15 105,3±0,6 98,7 ± 0,2 C3-6 15 7,5 7,5 1 15,4 ± 0,2 2180 ± 20 - 96,5 ± 0,2 C3-7 20 5 10 2 10,5 2330 ± 20 - 99,1 ± 0,2 C3-8 20 7,5 7,5 1 10,3 2330 ± 20 - 99,1 ± 0,2 C3-9 25 5 15 3 12,1± 0,2 2190 ± 20 - 99,7 ± 0,1 C3-10 25 8 16 2 11,3 2060 - 98,9 ± 0,9 C3-11 25 7 15 2,1 10,6 2100 - 99,2 ± 0,3
Dans les processus à stades multiples, une seconde étape de mélange (mélange de second stade) peut comprendre le chargement du mélangeur avec d'autres composants en plus du mélange évacué à partir de la première étape de mélange. Par exemple, le procédé peut comprendre le chargement d'une charge supplémentaire, comme une charge sèche, une charge humide (par exemple, ayant un liquide présent en une quantité d'au moins 15 % en poids), ou d'un mélange de celles-ci, avant ou pendant la seconde étape de mélange. La charge supplémentaire peut être identique ou différent de la charge d’ores et déjà présente dans le mélange. Par exemple, le mélange évacué à partir du premier mélangeur peut être considéré comme un mélange-maître dans lequel la totalité ou une partie est combinée avec une charge supplémentaire.
Pour le ou les processus de mélange à stades multiples, dans au moins une option, au moins un deuxième mélangeur est utilisé dans la ou les étapes de mélange supplémentaire. Lorsque cette option est utilisée, le deuxième mélangeur peut avoir une conception identique ou différente du premier mélangeur et/ou peut avoir des paramètres de fonctionnement identiques ou un ou plusieurs paramètres de fonctionnement différents du premier mélangeur. Des exemples spécifiques, qui ne sont pas censés être limitatifs, sont fournis ci-dessous par rapport aux options de premier mélangeur et deuxième mélangeur.
Par exemple, le premier mélangeur peut être un mélangeur tangentiel ou un mélangeur imbriqué, et le deuxième mélangeur peut être un mélangeur tangentiel, un mélangeur imbriqué, une extrudeuse, un malaxeur, ou un broyeur à cylindres.
Par exemple, le premier mélangeur peut être mélangeur interne, et le deuxième mélangeur peut être un malaxeur, une extrudeuse à vis unique, une extrudeuse à deux vis, une extrudeuse à vis multiples, un dispositif de combinaison continu, ou un broyeur à cylindres.
Par exemple, le premier mélangeur peut être un premier mélangeur tangentiel, et le deuxième mélangeur peut être un deuxième mélangeur tangentiel (différent).
Par exemple, le premier mélangeur peut être actionné à une pression de piston plongeur supérieure à 0 psi, et le deuxième mélangeur est actionné à une pression de piston plongeur de 5 psi ou moins, par exemple, de 3 psi ou moins, ou même à 0 psi. Cette option peut également être utilisée lorsque la deuxième étape de mélange utilise le même mélangeur que la première étape de mélange. Par exemple, le premier mélangeur est actionné avec un piston plongeur, et le deuxième mélangeur est actionné sans un piston plongeur.
Par exemple, le deuxième mélangeur est utilisé et est actionné à un taux de remplissage du mélange, sur une base de poids sec, dans la plage de 25 % à 70 %, de 25 % à 60 %, de 25 % à 50 %, de 30 % à 50 %, ou d'autres quantités de taux de remplissage décrites ici.
Lorsqu'un deuxième mélangeur est utilisé, un quelconque des procédés décrits ici peut inclure l'étape supplémentaire consistant à évacuer le mélange à partir du premier mélangeur jusque dans un deuxième mélangeur pour effectuer la deuxième étape de mélange. Comme option, l'évacuation peut survenir directement dans le deuxième mélangeur, ou l'évacuation peut survenir de telle sorte que le mélange est évacué dans un conteneur de confinement (par exemple, un bac, une table), et est ensuite transféré ou transporté vers le deuxième mélangeur (par exemple, en utilisant une courroie de convoyeur ou un autre dispositif d'alimentation).
Comme option supplémentaire, un troisième mélangeur ou plus peut être utilisé dans l'un quelconque des procédés décrits ici. Lorsque cette option est utilisée, le troisième mélangeur ou plus peut avoir une conception identique ou différente du premier mélangeur et/ou du deuxième mélangeur, et/ou peut avoir les un ou plusieurs mêmes paramètres de fonctionnement ou un ou plusieurs paramètres de fonctionnement différents par rapport au premier mélangeur et/ou au deuxième mélangeur.
Dans l'un quelconque des processus à stades multiples décrits ici, le composite évacué final (par exemple, le composite évacué après la deuxième ou troisième étape de mélange, ou plus), peut avoir une teneur en liquide de pas plus de 5 %, pas plus de 4 %, pas plus de 3 %, pas plus de 2 %, ou pas plus de 1 % en poids sur la base du poids total du composite. Cette quantité peut se trouver dans la plage de 0,1 % à 5 %, de 0,1 % à 4 %, de 0,1 % à 3 %, de 0,1 % à 2 %, de 0,1 % à 1 %, de 0,5 % à 5 %, de 0,5 % à 4 %, de 0,5 % à 3 %, de 0,5 % à 2 %, ou de 0,5 % à 1 % en poids sur la base du poids total du composite évacué depuis le mélangeur à la fin du processus.
Dans l'un quelconque des processus à stades multiples décrits ici, la teneur en liquide totale (ou teneur en eau totale ou teneur en humidité totale) du matériau chargé dans le mélangeur au début du processus est supérieure à la teneur en liquide du composite lorsque la première étape de mélange est arrêtée. Par exemple, la teneur en liquide du mélange lorsque la première étape de mélange est arrêtée peut être de 10 % à 50 % inférieure (pourcentage en poids vs pourcentage en poids) ou peut être de 25 % ou plus basse, ou de 10 % plus basse qu'au début de la première étape de mélange.
De plus, dans l'un quelconque des processus à stades multiples décrits ici, la teneur en liquide totale (ou teneur en eau totale ou teneur en humidité totale) du mélange à la fin de la première étape de mélange est supérieure à la teneur en liquide du composite final évacué à la fin du processus (après la dernière étape de mélange). Par exemple, la teneur en liquide du composite évacué peut être de 10 % à 50 % inférieure (pourcentage en poids vs pourcentage en poids) ou peut être de 25 % ou plus basse, ou de 10 % ou plus basse qu'après la fin de la première étape de mélange.
Dans l'un quelconque des processus à stades multiples décrits ici, après évacuation depuis le dernier mélangeur, la température (par exemple, température de déversement) du composite peut être dans une plage de 130°C à 180°C, comme de 140°C à 170°C. En variante, le processus à stades multiples peut être surveillé par une température de matériau, ou une température de sonde, qui est la température du mélange de composite prise ou mesurée immédiatement après l'évacuation (moins de 5 min après, moins de 3 min après ou moins de 60 secondes après), et peut être considérée comme une température moyenne du matériau composite.
Dans le processus à stades multiples, des exemples de composants ou paramètres préférés comprennent, mais sans y être limités, lorsque la charge comprend du noir de carbone et l’élastomère comprend du caoutchouc naturel, et/ou la charge comprend de la silice et l’élastomère comprend du caoutchouc naturel, et/ou le mélange provenant du premier mélange qui est évacué présente une température de matériau de 100°C à 140°C, de 110°C à 140°C, de 130°C à 150°C, de 120°C à 150°C ou de 130°C à 140°C, et/ou l'énergie spécifique totale résultante du mélange provenant du premier mélangeur (le premier mélange) est dans la plage de 1 000 kJ/kg à 2 500 kJ/kg. Un quelconques ou plusieurs de ces composants ou paramètres préférés peuvent être utilisés en combinaison pour un quelconque des processus à stades multiples décrits ici.
D'autres processus à stades multiples comprennent un procédé de préparation d'un composite, comprenant les étapes consistant à :
a) charger un premier mélangeur ayant un ou plusieurs rotors avec au moins un élastomère solide et une charge humide comprenant une charge et un liquide présent en une quantité d'au moins 15 % en poids sur la base du poids total de la charge humide ; et
le poids de composite est déterminé sur une base de poids sec ;
liquide total éliminé (kg) = liquide dans charge humide – teneur en liquide dans composite évacué ;
Temps de libération = temps d’arrêt de piston plongeur (min) – temps de mastication de caoutchouc uniquement (min).
Comme décrit ici, le temps d'arrêt de piston plongeur est le temps (période de temps ou quantité de temps) durant lequel le piston plongeur est actionné dans sa position la plus basse.
Il est considéré qu'un débit de libération moyen dans le temps optimisé de liquide (par exemple, débit de libération moyen dans le temps de liquide évaporé) peut fournir une dispersion améliorée de la charge dans l'élastomère, équilibrée avec des temps de mélange adaptés. Un débit de libération inférieur à 0,01 kg (min kg) peut généralement refléter une période de temps plus long pour éliminer du liquide (par exemple, à une T Z inférieure à 65°C et/ou des niveaux d'énergie spécifique inférieurs à 1 500 kJ/Kg et/ou une vitesse de pointe inférieure à 0,5 m/s ou inférieure à 0,6 m/s. Des débits de libération supérieurs à 0,15 Kg/(min kg) peuvent refléter des temps de mélange plus courts. Un débit de libération moyen dans le temps non optimisé peut avoir pour résultat de faibles propriétés de caoutchouc ou avoir pour résultat des conditions de mélange similaires à un mélange à sec pouvant détériorer l'élastomère.
Efficacité énergétique
Pendant le mélange d'au moins l’élastomère solide et de la charge humide, le mélange (via une ou plusieurs étapes de mélange) comprend l'application d'une énergie (E R ) à au moins un rotor, ou à un ou plusieurs rotors du mélangeur (par exemple, au moins deux rotors, quatre rotors, et analogues) à une efficacité énergétique dans la plage de 20 % à 80 %, où l’efficacité énergétique est basée sur l'équation suivante :
Efficacité énergétique = Cycle thermique/E R x 100 %,
- Cycle thermique (kJ/KG) est l'énergie (kJ) nécessaire pour éliminer le liquide à partir d'1 kg de composite à une efficacité de 100 %.
- Cycle thermique est la (chaleur de vaporisation) + (chaleur sensible).
- Chaleur de vaporisation = liquide éliminé (kg)*Chaleur latente de vaporisation du liquide (2 260 kJ/kg pour de l'eau)
- Chaleur sensible = Liquide éliminé (kg)* capacité de chaleur spécifique du liquide (4,1855 kJ/K pour de l’eau)*(100 - température ambiante °C)
La quantité de liquide éliminée (kg) = liquide total ajouté au mélangeur (kg) - teneur en liquide du composite évacué (kg).
Typiquement, la quantité de teneur en liquide au moment du chargement peut être déterminée à partir de la quantité de liquide dans la charge humide.