INPI-France/Brevets-Francais-2024-Chunked huggingface dataset:
Le mélange de second stade a été réalisé sur le mélangeur BB-16 équipé de rotors 6WI (capacité de 14 L) en suivant le protocole du tableau 56. Le mélange a été effectué avec le piston plongeur élevé à sa position la plus élevée. Après la mastication initiale, le mélange a été effectué via une commande PID (proportionnelle-intégrale-dérivée), ce qui permet une commande automatisée de la température de lot via une boucle de rétroaction. Un thermocouple inséré à travers la porte de chute du mélangeur mesure la température de lot, qui est transmise à un dispositif de commande PID. La sortie du dispositif de commande est utilisée pour commander la vitesse des rotors de mélangeur.
TPM de mélangeur Description de protocole de mélange 35 Ajouter composite au mélangeur Tpm1 Mastiquer avec piston plongeur élevé pendant 90 s Tpm2 (var) - température discontinue automatiquement commandée via une commande PID, en utilisant un point de consigne à 135°C - 6PPD ajoutée 150 s après achèvement de l’ajout de composite au mélangeur - déversement discontinu 547 secondes après achèvement de l’ajout de composite au mélangeur
Les composites ont fait l’objet d’une composition avec la formulation du tableau 11, formulation 4 (2 phr de 6PPD ont été chargés au cours du second stade), selon le procédé du tableau 12, 1,5 litre, Composition E. Le composé a été durci à 150°C pendant 30 min à une pression de 100 kg/cm 2 . Des conditions supplémentaires ainsi que des propriétés de composite et de vulcanisat sont listées dans le tableau 57. Le temps de mélange pour le mélange de premier stade a été calculé à partir du temps d'arrêt total du piston plongeur. Le temps de mélange pour le mélange de second stade était le temps de mélange total lorsque le mélange a été effectué avec le piston plongeur élevé.
Avant la composition, Ex. 100 SG1 a d'abord été mastiqué dans le mélangeur BB2 pour éliminer l'humidité. La mastication a été réalisée à une température TCU de 60°C, une vitesse du rotor de 60 tr/min et un taux de remplissage de 65 %. Le composite a été chargé dans le mélangeur avec un balayage au bout de 30 s, puis déversé à 130°C.
Humidité de composite (%) FF (%) TCU (°C) Temps de mélange (s) Tpm 1 Tpm 2 Tpm 3 Vitesse de pointe (m/s) Temp. De Déversement (°C) Temp. de sonde (°C) SE (kJ/kg) M300 M300 / M100 Tan δ Max Ex. 100 SG1 9,0 66 90 453 60 85 85 1,05 160 121 1396 12,1 5,9 0,165 Ex. 100 SG2 1,4 35 50 547 35 35-60 NA NA 130 131 1663 14,7 6,2 0,152
Plus précisément, le produit d’activation peut comprendre des molécules qui sont chargées positivement ou négativement à un pH donné. Si l’électrode principale 22 présente la même polarité que la polarité des molécules, les molécules sont repoussées par l’électrode principale 22 et ainsi poussées vers la peau de l’utilisateur. Par exemple, les molécules de vitamines C sont chargées négativement pour un pH compris entre 5 et 7. Un dispositif 1 visant à améliorer l’absorption par la peau de molécules de vitamine C présentes dans un produit d’activation présentera donc préférentiellement une électrode principale 22 formant anode.
Comme on peut le voir sur les différentes figures, l’électrode principale 22 comprend préférentiellement du carbone, avantageusement sous la forme d’une pluralité de points de carbone, par exemple disposés sous le métal principal constituant l’électrode principale. Cela permet de donner à l’utilisateur une indication visuelle de l’électrode principale 22 (ou électrode active comme expliqué précédemment) pour l’aider à bien positionner cette dernière sur la zone de la peau qu’il souhaite traiter, sans pour autant dégrader la conductivité électrique de l’électrode principale 22.
La contre-électrode 23 présente une polarité inverse à celle de l’électrode principale 22. La contre-électrode 23 est donc une cathode si l’électrode principale 22 est une anode et la contre-électrode 23 est donc une anode si l’électrode principale 22 est une cathode.
L’électrode principale 22 et la contre-électrode 23 sont fabriquées à partir de matériaux conducteurs, typiquement des métaux.
L’électrode principale 22 et la contre-électrode 23 comprennent de préférence de l’argent et/ou du chlorure d’argent. De préférence encore, l’électrode principale 22 et la contre-électrode 23 sont en argent et/ou en chlorure d’argent. L’argent et le chlorure d’argent présentent l’avantage d’être hypoallergéniques et de bien interagir avec la peau. En outre, l’argent et le chlorure d’argent présentent l’avantage d’être bons conducteurs d’électricité. Le chlorure d’argent est moins sujet à l’oxydation que l’argent, si bien que combiné à l’argent, il contribue à limiter l’oxydation et donc à améliorer la durabilité des électrodes 22, 23.
De préférence, l’électrode principale 22 et la contre-électrode 23 sont en argent et en chlorure d’argent. Plus précisément, l’électrode principale 22 et la contre-électrode 23 sont chacune composées à 55% d’argent et à 45% de chlorure d’argent.
Alternativement, l’électrode principale 22 et/ou la contre-électrode 23 sont en carbone. Le carbone est conducteur et peu oxydable.
Avantageusement, l’électrode principale 22 et la contre-électrode 23 sont imprimées sur le film support 21 à partir d’encres conductrices, et préférentiellement d’encres métalliques. Notamment, l’électrode principale 22 et la contre-électrode 23 sont de préférence imprimées sur le film support 21 par sérigraphie.
Le générateur de courant 24 comprend au moins un couple galvanique 240. Le couple galvanique 240 est formé d’un premier pôle conducteur 241 formant cathode et d’un deuxième pôle conducteur 242 formant anode séparés l’un de l’autre par un espace libre 243.
L’espace libre 243 est de préférence isolant, c’est-à-dire qu’il ne laisse pas passer le courant électrique. Ceci peut par exemple être permis par le fait que le film support 21 est isolant et que l’espace libre 243 consiste en une zone du film support 21 sur laquelle aucun matériau n’est imprimé.
Alternativement, un matériau isolant pourrait être disposé sur le film support 21 au niveau de l’espace libre 243.
De préférence, le premier pôle conducteur d’un couple galvanique et le deuxième pôle conducteur d’un couple galvanique sont séparés par une distance comprise entre 0.5 mm et 5 mm, préférentiellement entre 1 mm et 3 mm, par exemple égale à 2 mm. En d’autres termes, l’espace libre 243 présente une longueur comprise entre 0.5 mm et 5 mm, préférentiellement entre 1 mm et 3 mm, par exemple égale à 2 mm.
L’espace libre 243 est destiné à être comblé, au moment de l’activation (de la mise en fonctionnement) du dispositif 1, par un produit d’activation conducteur électrique pour connecter entre eux le premier pôle conducteur 241 et le deuxième pôle conducteur 242 d’un même couple galvanique 240.
Le premier pôle conducteur 241 et le deuxième pôle conducteur 242 du couple galvanique 240 sont adaptés pour, lorsqu’ils sont connectés par le produit d’activation, permettre la circulation d’électrons entre eux. Les électrons sont générés par la différence entre les potentiels électriques standards d'oxydoréduction du premier pôle conducteur 241 et du deuxième pôle conducteur 242.
Un couple galvanique 240 est ainsi adapté pour générer un courant électrique lorsque le premier pôle conducteur 241 et le deuxième pôle conducteur 242 sont connectés de sorte à permettre une réaction d’oxydoréduction entre lesdits pôles. Une pile électrochimique est formée.
Plus précisément, lorsque le premier pôle conducteur 241 et le deuxième pôle conducteur 242 du couple galvanique 240 sont connectés par le produit d’activation, au contact du produit d’activation, des atomes constitutifs du deuxième pôle conducteur 242 (formant anode) s’oxydent et des électrons sont libérés. Les électrons circulent ensuite via le produit d’activation vers le deuxième pôle conducteur 242. Comme illustré en , le produit d’activation PA entre le premier pôle conducteur 241 et le deuxième pôle conducteur 242 permet la circulation d’électrons et la génération d’un circuit électrique.
La perte de rendement de charge déterminée sur la base du phr maximum théorique de la charge dans l'élastomère (en supposant que la totalité de la charge chargée dans le mélangeur est incorporée dans le composite) moins le phr mesuré de la charge dans le composite évacué. Cette quantité mesurée peut être obtenue par analyse thermogravimétrique (TGA). Ainsi, la perte de rendement de charge (%) est calculée par :
Une charge en vrac présente sur la surface du composite du fait d'une pauvre incorporation de la charge dans l'élastomère est incluse dans la perte de rendement de charge. Comme option, le processus de l'un quelconque des procédés décrits ici ne résulte pas en une perte importante de la charge qui est chargée à l'origine dans le mélangeur. Dans l'un quelconque des procédés décrits ici, la perte de rendement de charge peut ne pas être de plus de 10 %, comme pas plus de 9 % ou pas plus de 8 % ou pas plus de 7 % ou pas plus de 6 % ou pas plus de 5 % ou pas plus de 4 % ou pas plus de 3 % ou pas plus de 2 % ou pas plus de 1 %, par exemple, une perte de rendement de charges dans la plage de 0,1 % à 10 %, de 0,1 % à 5 %, de 0,1 % à 2 %, de 0,5 % à 10 %, de 0,5 % à 5 %, de 0,5 % à 2 %, de 1 % à 10 %, de 1 % à 5 %, ou de 1 % à 2 %.
Taux de remplissage
Lors d’un mélange d'une charge sèche avec un élastomère solide, une pratique typique consiste à maximiser le taux de remplissage pour maximiser la quantité de composite produite. Taux de remplissage (%) = (Volume de matériau chargé dans le mélangeur)/volume de chambre de mélangeur net. Le volume de chambre de mélangeur net comprend la prise en compte de la conception du mélangeur, par exemple, le volume des rotors. Le taux de remplissage est souvent choisi pour garantir que le piston plongeur reste en appui jusqu'à la fin du mélange, et des valeurs de taux de remplissage typiques sont d'environ 72 % pour un mélange sec.
Dans l'un quelconque des procédés décrits ici, le chargement du au moins un élastomère solide et de la charge humide peut être tel que la chambre de mélange du mélangeur a un taux de remplissage d'environ 25 % à environ 90 % de la capacité volumique (sur une base de poids sec). Dans l'un quelconque des procédés décrits ici, le chargement d'au moins l'élastomère solide et de la charge humide peut être tel que la chambre de mélange du mélangeur a un taux de remplissage d'environ 50 % à environ 80 % de capacité volumique, par exemple, d'environ 50 % à environ 72 %, d'environ 50 % à environ 70 %, d'environ 50 % à environ 68 %, d'environ 60 % à environ 75 %, d'environ 60 % à environ 72 %, d'environ 60 % à environ 70 %, ou d'environ 60 % à environ 68 % de capacité volumique.
Comme option de l'un quelconque des procédés décrits ici, le procédé peut-être mis en œuvre, dans lequel le chargement dans le mélangeur (par exemple, un mélangeur interne tel qu'un mélangeur discontinu ou un autre mélangeur) avec au moins un élastomère solide et une charge humide peut être tel que le taux de remplissage, sur une base de poids sec, du au moins un élastomère solide et de la charge humide n’est pas supérieur à 72 %, pas supérieur à 70 %, ou pas supérieur à 68 %, ou pas supérieur à 66 %, comme d’environ 30 % à 72 %, de 40 % à 70 %, de 45 % à 70 %, de 30 % à 60 %, de 50 à 72 %, de 50 à 70 %, de 50 à 68 %, de 60 à 72 %, de 60 à 70 %, de 60 à 68 %, de 65 à 72 %, de 65 à 70 %, de 65 à 68 %, ou de 40 à 60 % ou de 50 à 60 %, et analogues. Un exemple plus spécifique est un chargement dans le mélangeur d'au moins un élastomère solide et d'une charge humide de telle sorte que le taux de remplissage ne soit pas supérieur à 68 % et que l'élastomère solide comprenne au moins 50 % en poids de caoutchouc naturel.
Pendant un mélange avec une charge humide, il a été observé que certains élastomères gonflent, par exemple, du caoutchouc naturel. Lorsque le mélange progresse, la température du mélange augmente, en surchauffant l’humidité incorporée dans le mélange. Ceci a pour résultat un gonflement du mélange, en augmentant ainsi le volume global du mélange. Si le taux de remplissage initial est trop élevé, le gonflement peut suffire à suralimenter en puissance le piston plongeur (également connu en tant que point flottant), en amenant le piston plongeur à être levé au-dessus de la de sa position entièrement en appui. Dans cette situation, la partie de mélange immédiatement en dessous du piston plongeur devient partiellement isolée de la masse du mélange, en réduisant ainsi l'efficacité de son mélange. De plus, ce mélange isolé peut former un « bouchon » sous le piston plongeur déformé, en empêchant une libération de vapeur d'eau à partir du mélangeur. En conséquence, de telles déformations de piston plongeur peuvent allonger un temps de cycle discontinu et compromettre une dispersion de charge. Des risques de sécurité peuvent également être une considération, si le piston plongeur est élevé par la séquence discontinue lorsqu'un bouchon survient (par exemple, pour ajouter du 6PPD), et une quantité excessive de vapeur d'eau peut soudainement être libérée.
En conséquence, lorsque l'élastomère peut gonfler en présence d'un liquide capable d'évaporation, comme du caoutchouc naturel, un taux de remplissage de la charge humide et de l'élastomère solide (sur une base de poids sec) comprenant du caoutchouc naturel peut ne pas être supérieur à 70 % ou pas supérieur à 68 % pas supérieur à 66 %, par exemple, est dans la plage de 60 % à 70 %, de 60 % à 68 %, de 60 % à 66 %, ou de 65 % à 68%. L'élastomère solide peut comporter au moins 50 %, au moins 75 %, au moins 90 % ou au moins 95 % de caoutchouc naturel. Par exemple, l'élastomère solide peut être un mélange d'un caoutchouc naturel et d'au moins un élastomère supplémentaire, comme du caoutchouc de polybutadiène et/ou de styrène-butadiène, ou d'autres élastomères décrits ici. La charge peut être toute charge décrite ici, par exemple, du noir de carbone, du noir de carbone traité au silicium, et de la silice.
Comme option, dans un tel procédé avec le taux de remplissage commandé de 72 % ou moins, ou de 70 % ou moins, ou de 68 % ou moins, ou dans un quelconque des procédés décrits ici qui utilise un mélangeur discontinu ou un type de mélangeur similaire, le mélangeur peut comprendre un piston plongeur capable d'un déplacement vertical vers le bas jusqu'à une position la plus basse dans laquelle le piston plongeur est en appui adjacent à un ou plusieurs rotors dans le mélangeur. Pendant le mélange, le mélangeur peut être actionné avec une déformation de piston plongeur maximum depuis la position la plus basse d'une distance de pas plus de 30 % du diamètre des un ou plusieurs rotors. En variante, cette distance peut ne pas être supérieure à 25 %, ou pas supérieure à 20 %, ou pas supérieure à 15 %, ou pas supérieure à 10 %, ou pas supérieure à 5 % du diamètre des un ou plusieurs rotors. Comme option, pour l'un quelconque des procédés décrits ici, pendant l'étape de mélange, le taux de remplissage est optimisé pour minimiser une déformation de piston plongeur.
Dans certains modes de réalisation, le taux de remplissage peut être fonction d'une ou plusieurs variables. Par exemple, le taux de remplissage peut être déterminé sur la base du type de rotor. Par exemple, lorsqu'un mélangeur discontinu (par exemple, un mélangeur tangentiel) est utilisé, pour un rotor à deux ailes, le taux de remplissage peut être de 72 % ou moins ; pour un rotor à deux ou quatre ailes, le taux de remplissage peut être de 70 % ou moins ; pour un rotor à deux, quatre ou six ailes, le taux de remplissage peut être de 68 % ou moins. Dans d'autres modes de réalisation, par exemple, lorsqu'un mélangeur imbriqué est utilisé, le taux de remplissage peut être de 60 % ou moins.
Dans certains modes de réalisation, l'utilisation de charges humides peut permettre l'utilisation de vitesses de pointe plus élevées, par comparaison à des processus de mélange à sec typiques. De telles vitesses de pointe élevées peuvent augmenter la tendance de suralimentation en puissance du piston plongeur, comme elles augmentent la pression moyenne appliquée au piston plongeur. Comme option, les taux de remplissage inférieurs décrits ici en combinaison avec des vitesses de pointe augmentées peuvent être souhaitables pour une production commerciale. Avec les taux de remplissage plus élevés utilisés typiquement dans l'industrie pour un mélange à sec, les problèmes associés qui peuvent survenir lors d’un mélange avec une charge humide peuvent rendre une production commerciale non viable. En conséquence, dans certains modes de réalisation, les taux de remplissage décrits ici, par exemple, des taux de remplissage de 70 % ou moins, 68 % ou moins ou 66 % ou moins, peuvent être utilisés avec des vitesses de pointe plus élevées, par exemple, des vitesses de pointe de 0,6 m/s pendant au moins 50 % du temps de mélange, et d'autres vitesses de pointes décrites ici.
Débit de libération moyen dans le temps
Comme décrit ici, le présent processus prévoit des conditions de fonctionnement qui équilibrent des temps de mélange plus longs (par rapport à des processus de mélange à sec) avec une évaporation ou une élimination de liquide en une quantité de temps raisonnable. S'il y a une entrée de puissance spécifique insuffisante ou si T Z est trop basse, du liquide peut rester dans le mélange plus longtemps que ce qui est préférable, en ayant pour résultat un mélange inefficace. Dans un autre cas, du liquide peut s'évaporer ou être éliminé trop rapidement, en rendant le mélange similaire à un mélange sec et en empêchant ainsi les bénéfices associés à des temps de mélange effectif plus long et une entrée d'énergie suffisante. Dans l'un quelconque des procédés décrits ici, le débit de libération de liquide, y compris, mais pas nécessairement limité au débit d'évaporation du liquide, à partir du composite pendant le mélange peut être mesuré comme un débit de libération moyen dans le temps du liquide par kg de composite, et ce débit peut être de 0,01 à 0,14 kg/(min kg) ou de 0,01 à 0,07 kg(min kg) ou d'autres débits au-dessous ou au-dessus de cette plage. Ce débit de libération peut-être le débit de libération globale d'élimination de liquide par de quelconques moyens pendant un mélange ou peut être le débit de libération par évaporation uniquement. Dans le cas d'un liquide aqueux, le débit d'évaporation peut être considéré comme un débit de libération de vapeur d'eau ou d'évolution de vapeur d'eau.
Comme option, le débit de libération moyen dans le temps (kg/kg.min) peut être calculé à partir de l'équation :
Débit de libération moyen dans le temps = Liquide total éliminé/(temps de libération x poids de composite)
L’interface de contact avale 88B est plane.
L’interface de contact avale 88B s’étend dans un plan perpendiculaire à l’axe principal de pompe X.
En d’autres termes, l’interface de contact avale 88B est dépourvue d’épaulement.
La longueur radiale maximale de l’interface de contact avale 88B est inférieure ou égale à 60mm, de préférence inférieure ou égale à 45 mm, avantageusement inférieure ou égale à 30 mm.
La longueur radiale maximale est définie comme la longueur radiale entre les deux points extrêmes de contact entre la bride de refoulement 58B et la carcasse 56.
Dans l’exemple de la , l’interface de contact avale 88B est discontinue pour assurer l’étanchéité entre la bride de refoulement 58B et la carcasse 56.
En particulier, l’une de la bride de refoulement 58B et de la carcasse 56 délimite une portée de joint 90B recevant un joint d’étanchéité 92B, la portée de joint 90B étant fermée par l’autre de la bride de refoulement 58B et de la carcasse 56.
Dans le cas présent, la portée de joint 90B est par exemple une gorge.
Dans l’exemple de la , la portée de joint 90B est délimitée par la carcasse 56. Alternativement, la portée de joint 90B peut être délimitée par la bride de refoulement 58B ou peut être délimitée à la fois par la bride de refoulement 58B et la carcasse 56.
Le joint d’étanchéité 92B est par exemple un joint plat ou un joint torique.
Le joint d’étanchéité 92B est par exemple réalisé dans un élastomère.
Une méthode d’assemblage de la pompe 34 telle que décrite ci-dessus va maintenant être décrite.
La méthode d’assemblage comprend la fourniture de la bride d’aspiration 58A et de la carcasse 56, la bride d’aspiration 58A étant fournie à l’écart de la carcasse 56.
La méthode comprend la fourniture du dispositif de centrage 74 comprend le diffuseur 94, le diffuseur 94 étant fourni à l’écart de la bride d’aspiration 58A et de la carcasse 56.
La méthode comprend la fixation du diffuseur 94 dans l’une de la carcasse 56 et de la bride d’aspiration 58A, de telle sorte que chaque surface de centrage 100 soit en contact avec ladite une de la carcasse 56 et de la bride d’aspiration 58A et en dépasse.
Les lames 98 présentent ainsi une portion libre faisant saillie selon l’axe principal de pompe X et servant ultérieurement de moyen de centrage.
Selon une autre variante avantageuse, la forme rectiligne de chaque pilier de conduction thermique présente une section transversale à la deuxième direction (Y), qui est décroissante depuis la face latérale de l’enceinte jusqu’à l’interface liquide-vapeur.
Avantageusement, la section transversale est oblongue, avec la longueur de la section selon la première direction (X).
Selon un premier mode de réalisation, le canal liquide est relié au canal vapeur par au moins un canal de liaison formant une rainure réentrante définissant l’interface liquide-vapeur.
Selon ce premier mode, à partir d’un process d’empilement de plaques et d’assemblages entre elles, l’enceinte étanche comprend un empilement de plaques selon une troisième direction (Z), orthogonale aux première (X) et deuxième (Y) directions, dont deux plaques de fermeture et au moins un nombre de n modules les uns sur les autres avec n étant un entier supérieur ou égal à 1, chaque module comprenant au moins une plaque intercalaire entre les plaques de fermeture, la ou les plaques intercalaires comprenant au moins une première plaque intercalaire comportant au moins une fenêtre dont les bords délimitent en partie un canal vapeur s’étendant le long de la première direction (X) entre l’évaporateur et le condenseur, dans lequel la vapeur est destinée à circuler, et sur au moins un côté latéral de la fenêtre selon la deuxième direction (Y), au moins une structuration dont les bords délimitent en partie un canal liquide dans l’évaporateur et le condenseur, au moins une plaque intercalaire comportant au moins une fenêtre dont les bords délimitent en partie le canal vapeur, au moins la première plaque intercalaire délimitant un canal de liaison formant la rainure réentrante reliant le canal vapeur et le canal liquide au moins dans l’évaporateur, les structurations et plaques intercalaires des n modules définissant un unique canal vapeur dans lequel s’étendent les piliers de conduction thermique dans l’évaporateur jusqu’au canal de liaison et sur, le au moins un côté latéral du canal vapeur, un unique canal liquide au moins dans l’évaporateur.
Selon ce premier mode, et une variante de réalisation avantageuse, le caloduc comprend des montants qui s’étendent dans la deuxième direction (Y) sur toute la hauteur du canal liquide unique au moins dans l’évaporateur, de sorte à constituer des piliers raidisseurs.
Selon ce premier mode, et un procédé de réalisation alternatif, l’enceinte étanche, les piliers de conduction thermique, des structurations délimitant les rainures réentrantes sont constitués par une pièce monobloc réalisée en fabrication additive métallique, notamment par frittage sélectif par laser.
Selon un deuxième mode avantageux, l’évaporateur intègre un média poreux, le canal liquide étant relié au canal vapeur par au moins une partie des pores du média poreux définissant l’interface liquide-vapeur.
De préférence la taille des pores du média poreux est comprise entre 100 et 200µm.