INPI-France/Brevets-Francais-2024-Chunked huggingface dataset:
La teneur en agent débullant dans le composant (A) peut aller de 0,01 % à 1 % en poids par rapport au poids total du composant (A), de préférence de 0,02 % à 0,5 % en poids.
Modes de réalisation du composant (A) Selon un mode de réalisation, le composant (A) comprend : au moins 50 % en poids de résine époxy aromatique par rapport au poids total du composant (A), de 1 % à 30 % en poids de diluant réactif par rapport au poids total du composant (A), optionnellement de 0,01 % à 10 % en poids d’un ou plusieurs additifs choisis parmi les plastifiants, les épaississants, les pigments, les agents débullant et leurs mélanges, par rapport au poids total du composant (A), et optionnellement jusqu’à 20 % en poids de charge minérale autre que la charge lamellaire (C) par rapport au poids total du composant (A).
De préférence, le composant (A) est constitué essentiellement des ingrédients mentionnés ci-avant. Par « constitué essentiellement », on entend que le composant (A) comprend moins de 5 % en poids d’ingrédients autres que les ingrédients susmentionnés, par rapport au poids total du composant (A), de préférence moins de 2 % en poids, encore plus préférentiellement moins de 1 % en poids.
La mesure de la viscosité a été accomplie en utilisant le viscosimètre suivant dans la condition de température suivante.
Viscosimètre : viscosimètre de type B HBDV2T (fabriqué par EKO INSTRUMENTS CO., LTD.)
Température pour la mesure : 23 °C
Ici, la mesure de la viscosité a été accomplie dans une pluralité de conditions où les vitesses de cisaillement étaient différentes. La et la illustrent les résultats des viscosités mesurées dans la pluralité de conditions où les vitesses de cisaillement étaient différentes. Le Tableau 2 indique les résultats de mesure de la viscosité η0,5 lorsque la vitesse de cisaillement est de 0,5 s -1 , de la viscosité η10 lorsque la vitesse de cisaillement est de 10 s -1 , et de la viscosité η30 lorsque la vitesse de cisaillement est de 30 s -1 . De plus, le Tableau 2 indique une valeur (η0,5/η10) obtenue en divisant la viscosité η0,5 par la viscosité η10 et une valeur (η10/η30) obtenue en divisant la viscosité η10 par la viscosité η30.
[3] Teneurs de test
Tel qu’indiqué dans le Tableau 2, un test pour la fluidité et un test pour une propriété anti-décantation ont été accomplis sur la suspension épaisse pour stéréolithographie de chaque exemple fabriqué tel que décrit ci-dessus.
[3-1] Test pour la fluidité
Dans le test pour la fluidité, la présence ou l’absence de formation d’une rainure dans la suspension épaisse pour stéréolithographie, qui a été stockée à l’intérieur d’un récipient d’épaisseur uniforme (5 mm), a été vérifiée en faisant glisser une spatule horizontalement de sorte qu’une surface inférieure du récipient était visible. Ensuite, 60 secondes après le glissement de la spatule, un état d’une largeur de rainure a été observé visuellement. Ensuite, la fluidité de la suspension épaisse a été déterminée en estimant un pourcentage de la largeur de rainure enfouie par l’écoulement de la suspension épaisse (un pourcentage à apporter) pour la largeur de rainure en utilisant les critères de classement suivants.
Classement 5 : 100 % de la largeur de la rainure est enfouie par la suspension épaisse (fluidité de 100 %)
Classement 4 : Plus de 90 % et moins de 100 % de la largeur de la rainure est enfouie par la suspension épaisse
Classement 3 : Plus de 45 % et moins de 90 % de la largeur de la rainure est enfouie par la suspension épaisse
Classement 2 : Plus de 5 % et moins de 45 % de la largeur de la rainure est enfouie par la suspension épaisse (à l’intérieur d’un niveau pratique)
Classement 1 : Moins de 5 % de la largeur de la rainure est enfouie par la suspension épaisse (en dehors d’un niveau pratique)
[3-2] Test pour la propriété anti-décantation
Dans le test pour l’anti-décantation, la suspension épaisse a été agitée et stockée à température ambiante (23 °C) pendant 24 heures. La propriété anti-décantation a été déterminée à partir d’un pourcentage de particules au niveau d’une surface inférieure du récipient après stockage. Une portion de surnageant a été retirée du récipient avec une spatule en silicone tout en maintenant les particules sur la surface inférieure. Une masse des particules restantes a été calculée en soustrayant une masse du récipient de la masse du récipient et des particules restantes. Un taux résiduel a été obtenu sur la base de l’équation suivante et la propriété anti-décantation a été déterminée en utilisant les critères de classement.
Taux résiduel [% en masse] = quantité de particules restant sur la surface inférieure [g]/quantité de particules totales [g] × 100
Par la suite, on désignera par le terme « biogaz », le gaz résultant du processus de digestion. Ce biogaz comprend un mélange essentiellement constitué de méthane, de dioxyde de carbone et d'eau. Le biogaz peut éventuellement comprendre d'autres gaz, tels que l’hydrogène, l’oxygène, l'azote, le sulfure d'hydrogène mais ils représentent collectivement moins de 10 % du biogaz. Le biogaz peut être brûlé directement avec de l'oxygène et être utilisé comme combustible. Le méthane contenu dans le biogaz (connu sous le nom de biométhane) peut également être concentré pour remplacer le gaz naturel.
Les procédés de l’état de la technique ne sont typiquement pas suffisamment sélectifs. Les rendements sont insuffisants pour une grande partie de matières organiques puisqu’ils sont souvent limités à 30-35% de rendement sur matière organique.
Le concept d’hydrolyse thermique a été mis en œuvre et permet d’augmenter de 5 à 15% les rendements de digestion. Ces concepts en batch ou en continu sont basés sur une température de 140-170°C et un temps de séjour de 30 minutes. Ces rendements sont certes intéressants mais une grande partie de l’augmentation de rendement part dans le chauffage de cet équipement car les récupérations thermiques entrainent toujours un chauffage du produit initial à 100°C environ.
De plus ces traitements se concentrent sur la partie organique de la matière et délaissent l’intérêt à récupérer la fraction minérale riche en phosphore par exemple.
Il existe donc un besoin pour proposer un procédé de traitement avec un rendement élevé, une bonne gestion thermique et amélioration de la qualité de la matière traitée pour la valorisation de déchets contenant de la matière organique et de la matière inorganique.
a) une étape d’hydrolyse du mélange M1 à une température allant de 70 à 165°C et à une pression allant de 1 à 8 bars permettant d’obtenir un mélange hydrolysé M1h, le ratio entre la viscosité du mélange M1 et la viscosité du mélange M1h étant d’au moins 2,
b) une mise sous pression du mélange M1h à une pression allant de 20 à 350 bars, afin d’obtenir un flux M1p,
c) une étape de chauffage du mélange M1p issu de l’étape b) à une température allant de 250 à 450°C, afin d’obtenir un mélange M2,
d) une étape de solubilisation mise en œuvre sur au moins une fraction du mélange M2 issu de l’étape c), éventuellement une étape de chauffage à une température allant de 250 à 450°C, et une étape de séparation afin d’obtenir un flux M4 enrichi en matières solubles et un flux M3 appauvri en matières solubles,
ladite étape d) étant mise en œuvre dans un ou plusieurs réacteurs avec un temps de séjour hydraulique global inférieur ou égal à 20 minutes,
Selon un mode de réalisation, le procédé de l’invention comprend en outre une étape de séparation supplémentaire e’) mise en œuvre sur au moins une fraction du flux M5 issu de l’étape e) permettant d’obtenir une fraction gazeuse FG et un flux liquide M5’, l’étape de digestion f) étant alors mise en œuvre dans un digesteur sur au moins une fraction, de préférence la totalité, du flux liquide M5’, ladite fraction gazeuse FG étant de préférence également introduite dans le digesteur lors de ladite étape de digestion f).
De préférence, l’étape de séparation comprend une extraction du flux M4 enrichi en matières solubles et une extraction du flux M3 appauvri en matières solubles, de préférence via deux sorties contrôlées séparément.
Selon un mode de réalisation, l’étape de chauffage c) comprend au moins deux sous-étapes, au moins une desdites sous-étapes permettant de chauffer le mélange M1p à une vitesse supérieure ou égale à 100°C/minute de préférence supérieure ou égale à 200°C/minute, de préférence encore supérieure ou égale à 400°C/minute.
Lors du fonctionnement du gyromètre, les deux cadres sont mis en mouvement, par exemple par actionnement électrostatique au moyen de peignes interdigités (non représentés), de manière à osciller parallèlement à l’axe X, en opposition de phase l’un par rapport à l’autre (de manière symétrique). Les deux cadres ont alors des directions de déplacement, par rapport au support 2, qui sont opposées l’une à l’autre.
Les deux cadres 3 et 3’ sont agencés en vis-à-vis l’un de l’autre, de part et d’autre d’une portion centrale 8, fixe (i.e. : sans mouvement par rapport au support 2) du gyromètre. Sur la , le détail de cette portion centrale 8 n’est pas représenté, pour ne pas encombrer la figure. Autrement formulé, la est une vue partielle. La limite entre parties non-représentées et parties représentées est repérée sur la figure par des trois coutres lignes ondulées, en trait épais.
Chaque cadre 3, 3’ entraine avec lui une masse d’épreuve 4, 4’ (appelée aussi masse Coriolis), qui est reliée au cadre par une liaison 5, 5’ qui autorise un pivotement de la masse d’épreuve autour d’un axe de rotation Δ 1 , Δ’ 1 parallèle à l’axe Y. Cette liaison s’apparente en partie à une liaison pivot, ou, autrement dit, à une charnière. Comme on le verra plus bas, la liaison 5, 5’ est très rigide vis-à-vis de déplacements relatifs entre la masse et le cadre dirigés selon l’axe X. Du fait de ce fort couplage, on obtient, pour le mouvement d’oscillation de chaque ensemble masse – cadre, par rapport au support, parallèlement à l’axe X, quasiment une seule fréquence de résonance, comprise typiquement entre 1 et 100 kHz (voire entre 5 et 50 kHz).
Comme on peut le voir sur la , chaque masse 4, 4’ d’épreuve a ici une forme d’ensemble qui est celle d’une plaque (approximativement parallélépipédique), parallèle au plan moyen P du support 2 lorsque la masse est au repos. Cette plaque est entourée par le cadre correspondant, sur la majeure partie de son périmètre. Chaque masse 4, 4’ s’étend d’une première extrémité 41, 41’ jusqu’à une deuxième extrémité 42, 42’. L’axe moyen de la masse d’épreuve 4, 4’, qui relie sa première extrémité à sa deuxième extrémité, est parallèle à l’axe de déplacement, X. Chaque masse 4, 4’ est délimitée, du côté du support 2, par une surface inférieure 44, 44’ (parallèle au support lorsque la masse est au repos) et, à l’opposé, par une surface supérieure 45, 45’.
La première extrémité 41, 41’ est reliée au cadre 3, 3’ par la liaison 5, 5’ en question, tandis que la deuxième extrémité 42, 42’ de la masse peut se déplacer « hors plan », selon une direction parallèle à l’axe Z, lorsque la masse 4, 4’ pivote autour de son axe de rotation Δ 1 , Δ’ 1 .
Pour chaque masse 4, 4’, la première extrémité 41, 41’ est située, par rapport au reste de la masse d’épreuve 4, 4’, à l’opposé de l’autre masse d’épreuve 4’, 4 (et donc à l’opposé de l’autre cadre 3’). Tandis que la deuxième extrémité 42, 42’, est située au contraire du côté de l’autre masse d’épreuve 4’, 4 quasiment en vis-à-vis de l’autre masse, dans une zone centrale du gyromètre 1. En d’autres termes, chaque masse d’épreuve 4, 4’ est reliée à son cadre 3, 3’ (par la liaison 5, 5’) du côté en quelque sorte externe du cadre, d’un côté de cette masse situé à l’opposé de l’autre masse d’épreuve 4’, 4.
Chaque masse d’épreuve 4, 4’ est reliée, du côté de sa deuxième extrémité 42, 42’, à un levier de détection de rotation, commun, 7. Ce levier 7 pivote autour d’un axe de détection Δ 3 , qui est parallèle à l’axe Y et qui est fixe par rapport au support 2. Le levier 7 est situé dans la zone centrale du gyromètre, entre les deux masses d’épreuve.
Lorsque le gyromètre 1 tourne (i.e. : lorsque le support 2 tourne) par rapport à un référentiel inertiel, par exemple par rapport au référentiel géocentrique, autour de l’axe Y, avec une vitesse angulaire , chaque masse 4, 4’ subit alors une force de Coriolis, qui s’exprime comme où m cor représente la masse de l’une quelconque des masses d’épreuve 4, 4’ et où v est sa vitesse de déplacement (selon l’axe X). Cette force est donc dirigée selon l’axe Z et elle est de même amplitude mais de sens opposé pour les deux masses d’épreuve 4 et 4’ (puisque les deux masses sont entrainées en sens opposés). Pour chacune de ces deux masses, cette force entraine donc un déplacement de sa deuxième extrémité 42, 42’, selon l’axe Z (ou, autrement formulé, un pivotement de la masse autour de son axe de rotation Δ 1 , Δ’ 1 ), dans un sens opposé pour les deux masses 4, 4’, ce qui fait alors tourner le levier de détection 7 autour de l’axe de détection Δ 3 (voir la ). Cette rotation du levier est mesurée, ici grâce à des jauges de contrainte (piézorésistives, piézo-électriques, ou détection résonante) pour en déduire la vitesse angulaire Ω.
Sur les figures 4 et 5, l’amplitude de déplacement selon l’axe Z est exagérée (i.e. : ce déplacement n’est pas représenté à l’échelle), pour le rendre bien visible. En pratique, l’amplitude d’oscillation des cadres, selon l’axe X, est de l’ordre d’une dizaine de microns (ce qui est très élevé, pour un MEMS), tandis que le déplacement, selon l’axe Z, des deuxièmes extrémités des masses est par exemple de l’ordre de 0,1 micron. Sur ces figures, le déplacement des cadres et des masses selon l’axe X est représenté schématiquement par les doubles flèches M1 et M1’, tandis que le déplacement selon l’axe Z des deuxièmes extrémités des masses est schématisé par les doubles flèches M2 et M2’.
Chaque liaison 5, 5’ présente une certaine raideur, s’opposant à une rotation de la masse d’épreuve correspondante 4, 4’ autour de l’axe Δ 1 , ou Δ’ 1 . A cette raideur en rotation s’ajoute la raideur des jauges de contrainte et la raideur en rotation de la liaison 9, 9’ entre la masse 4, 4’ et le levier 7. Le mouvement de rotation de la masse 4, 4’ autour de son axe de rotation Δ 1 , Δ’ 1 est associé à une fréquence de résonance, choisie par exemple de manière à être proche de (légèrement supérieure, par exemple de 1 à 10%, à) la fréquence de résonance de l’ensemble cadre-masse dans son oscillation parallèlement à X. Cela permet d’obtenir un signal de mesure de la vitesse angulaire Ω plus grand.
Quoiqu’il en soit, l’architecture d’ensemble du gyromètre, avec deux masses d’épreuve 4 et 4’ qui oscillent de manière symétrique et qui actionnent le même levier de détection 7 de rotation, est particulièrement intéressante car elle permet une détection différentielle de la vitesse angulaire de rotation Ω, ce qui améliore beaucoup le rapport signal sur bruit de ce gyromètre 1. En effet, les vibrations mécaniques éventuelles auxquelles peut être soumis le gyromètre 1, par exemple dans la direction X ou dans la direction Z, ont la même influence sur la masse 4 et sur la masse 4’. En d’autres termes, elles entrainent un déplacement, parasite, qui est identique pour ces deux masses (par exemple dans le sens +Z pour les deux masses), et qui est donc sans influence sur le levier de détection 7 (i.e. : n’entraine pas de pivotement de ce levier). Cette architecture permet donc une réjection efficace de ces vibrations parasites, directement au niveau de l’organe mécanique de détection 7, avant même la conversion électromécanique par les jauges.
Le fait, pour chaque masse, de découpler la liaison 5, 5’ d’une part, et l’organe de détection de rotation de la masse, 7, d’autre part (les deux étant agencés respectivement à deux extrémités différentes de la masse), permet de configurer chacun de ces deux éléments indépendamment l’un de l’autre, avec beaucoup de liberté.
Les liaisons 5 et 5’ sont maintenant décrites plus en détail. Ces deux liaisons sont ici identiques, si bien que seule la liaison 5 est décrite en détail (en référence aux figures 6 à 8).
Cette liaison 5 comprend au moins : une première paroi 50, appelée aussi paroi de raccord, ou paroi de transmission, parallèle au plan moyen P du support 2 ; cette paroi permet que le cadre 3 entraine la masse 4 avec lui, avec une rigidité élevée dans la direction X, et une deuxième paroi, 61, appelée aussi paroi de retenue, perpendiculaire au plan moyen du support, et qui fixe la position en Z de la première extrémité 41 de la masse d’épreuve.
Comme on peut le voir sur la , la liaison 5 comprend aussi une troisième paroi 55, parallèle au plan moyen du substrat. La liaison comprend ainsi deux parois de transmission (en quelque sorte comme si cette paroi était divisée en deux parties, au lieu d’être d’un seul tenant). En variante, la liaison pourrait d’ailleurs comprendre un nombre différent de parois de transmission, ou de parois de retenue. Ainsi, dans l’exemple de la , la liaison 5 comprend une seule paroi de retenue (la paroi 61). Mais, en variante, elle pourrait comprendre deux parois de retenue distinctes, ou même plus de deux, l’ensemble des parois de retenue étant avantageusement symétrique par rapport à un plan de symétrie qui est parallèle aux axes X et Z (et qui est aussi un plan de symétrie pour la masse et le cadre). Chacune de ces parois de retenue est mince (au sens donné plus bas pour la paroi 61), parallèle à l’axe Z, perpendiculaire à l’axe X, et elle se raccorde d’une part au cadre, et d’autre part à la masse d’épreuve.
Les première, deuxième et troisième parois 50, 61 et 55 relient chacune la première extrémité 41 de la masse 4, au cadre 3, plus précisément à une partie de ce cadre qui correspond à l’un des côtés de ce cadre rectangulaire, côté qui est parallèle à l’axe Y. Ces trois parois relient ainsi : une face, présentée par cette partie du cadre, et qui est perpendiculaire à l’axe X, à la première extrémité 41 de la masse 4, première extrémité qui forme une face d’extrémité, perpendiculaire elle aussi à l’axe X (ces deux faces étant séparées par une sorte de fente).
Selon un mode de réalisation, le dispositif de chauffage 4 est un échangeur de chaleur permettant d’échanger de la chaleur entre la chaleur du flux M4 issu du réacteur 5 et le flux M1p en aval de la pompe de mise sous pression 3 (et en amont du réacteur 5).
Selon un mode de réalisation, l’échangeur de chaleur 9 permet de récupérer la chaleur présente dans le flux M4 et de la transférer au mélange M1 dans le dispositif d’hydrolyse 1 ou en amont du dispositif d’hydrolyse.
De préférence, l’échangeur de chaleur 9 est en aval du dispositif de chauffage 4 et permet de récupérer la chaleur présente dans le flux M4’.
Ainsi, selon un mode de réalisation préféré de l’installation, la ligne de flux M4 en aval du réacteur 5 comporte successivement un échangeur de chaleur (correspondant au dispositif de chauffage 4) et un échangeur de chaleur 9 et un dispositif de détente 10.
Selon un mode de réalisation de l’invention, le dispositif de détente 10 comporte deux sorties : une première sortie pour le flux de mélange qui alimentera le digesteur 11, et une deuxième sortie, distincte de la première sortie, pour la vapeur.
Selon ce mode de réalisation, l’installation comporte en outre une ligne d’amenée de vapeur depuis la deuxième sortie du dispositif de détente 10 jusqu’à la ligne d’amenée de mélange M1 et/ou jusqu’au réacteur d’hydrolyse 1.
Selon un mode de réalisation, l’installation comprend en outre au moins un dispositif d’injection permettant d’injecter un additif dans au moins un élément choisi parmi :
- La ligne d’amenée du mélange M1 en amont du réacteur d’hydrolyse 1,
- Le réacteur d’hydrolyse 1,
- La ligne de mélange M1h en aval du réacteur d’hydrolyse 1 et de l’éventuel dispositif de broyage,
- La ligne de mélange M2 en aval du dispositif de chauffage 4 et en amont du réacteur 5,
- La ligne du flux M3 à la sortie du réacteur 5 (le cas échéant du dispositif de séparation 51).
La illustre un mode de réalisation de l’invention dans lequel l’installation comprend un dispositif de séparation 12 alimenté par la ligne de flux M5 issu du dispositif 10, et comportant une sortie pour la fraction gazeuse FG et une sortie pour le flux liquide M5’. Selon le mode de réalisation illustré à la , la fraction gazeuse FG issu du dispositif de séparation 12 est injectée dans le digesteur 11 par une entrée différente de l’entrée de flux M5’.
Ainsi, selon un mode de réalisation de l’installation selon l’invention, le digesteur 11 comporte deux entrées : une première entrée permettant d’introduire au moins une fraction du flux M5’ issu du dispositif de séparation 12 et une deuxième entrée, distincte de la première entrée, permettant d’introduire au moins une fraction de la fraction gazeuse FG issue du dispositif de séparation 12.
Selon un mode de réalisation de l’invention, l’installation comporte en outre, sur une ligne de sortie de flux M3 en aval du réacteur 5, au moins un dispositif de valorisation, de préférence choisi parmi un dispositif de gazéification hydrothermale ou un dispositif d’oxydation par voie humide, ledit dispositif de valorisation étant de préférence présent en aval de la ligne d’injection d’additif lorsqu’elle est présente.
PROCEDE DE TRAITEMENT DE DECHETS ORGANIQUES DOMAINE TECHNIQUE DE L’INVENTION L’invention concerne le domaine du traitement de biomasse, en particulier de boues de stations d’épuration, des déchets alimentaires et agroalimentaires, des digestats de fumier et de résidus agricoles.
ARRIERE-PLAN TECHNIQUE Les traitements hydrothermaux de biomasse sont de plus en plus nombreux. Ils nécessitent des températures élevées. Il est donc essentiel de maitriser les températures afin d’obtenir la qualité de biomasse souhaitée.
Ainsi, la maitrise des températures et des temps de séjour du procédé est extrêmement importante pour aboutir au résultat voulu. Des températures trop élevées ou trop basses, des temps de séjour trop courts ou trop longs soit ne permettent pas aux réactions voulues de se produire soit entrainent des réactions secondaires non souhaitées qui aboutissent à une dégradation globale des performances voulues ou pire à la production d’un résidu dont le cout de traitement sera important.
En particulier l’étape de chauffage des traitements hydrothermaux est une grande cause de ces réactions secondaires du fait du fort temps de séjour à des températures intermédiaires qui peuvent entrainer la formation de composés non désirés comme des huiles, des goudrons ou des dérivés proches du charbon. Cette étape de chauffage est d’autant plus longue que les températures à atteindre sont élevées, en particulier lorsque les températures à atteindre sont proches ou supérieures à la température de l’eau supercritique.
De plus, dans l’état de la technique, le chauffage est souvent effectué via un échangeur type “tube in tube” pour récupérer la chaleur de sortie afin de diminuer la quantité de chaleur nécessaire au procédé. Or dans ce type d’échangeur, la faible conduction thermique du produit à chauffer entraine une variation de température à l’intérieur du produit très importante et donc des conditions de process différentes entre les différentes parties du produit conduisant à des réactions parasites non désirées.
Il existe donc un besoin de fournir un procédé d’hydrotraitement d’un mélange, type biomasse, permettant de meilleurs échanges thermiques et une moindre formation de composés non désirés comme des huiles, des goudrons ou des dérivés proches du charbon.
De préférence, la récupération du flux M3 lors de l’étape d) est mise en œuvre à travers au moins un filtre, ledit filtre comprenant au moins une couche de filtration ayant de préférence une taille de maille inférieure à 100 µm, de préférence inférieure à 50 µm, de préférence encore inférieure à 40 µm, ledit filtre étant de préférence dans le réacteur d’hydrotraitement.
Selon un mode de réalisation, la récupération du flux M3 lors de l’étape d) est contrôlée par une détermination de la différence de pression entre la pression dans le réacteur d’hydrotraitement et la pression dans le flux M3 en aval du filtre et en aval du réacteur.
Selon un mode de réalisation, le réacteur d’hydrotraitement est maintenu à une température allant de 170°C à 430°C.