INPI-France/Brevets-Francais-2024-Chunked huggingface dataset:
Dans des modes de réalisation particuliers (non représenté), le (au moins un) jeu d’électrodes 120 se présente sous forme de ou est disposé dans un boîtier, cylindrique ou parallélépipédique, insérable dans l’enceinte d’électrolyse 110 et présentant des ouvertures ou perçages périphériques appropriés de sorte que, en fonctionnement, les électrodes du (au moins un) jeu d’électrodes soient en contact avec la solution aqueuse à électrolyser, d’une part, et le chlorure alcalin tel que le chlorure de sodium, sous forme solide, ne puisse pas venir s’incruster entre les électrodes du (au moins un) jeu d’électrodes (120) et provoquer des courts-circuits dans le l’électrolyseur 100, d’autre part.
Dans un mode de réalisation particulier, présenté notamment sur la , l’enceinte d’électrolyse 110 est munie de tubes creux allongés 121, d’axe horizontal, disposés chacun dans l’enceinte 110. Chacun de ces tubes creux 121 sert d’élément support pour un jeu d’électrodes 120 et est conçu pour faciliter l’insertion du jeu d’électrodes 120 dans l’enceinte 110, d’une part, et le retrait du jeu d’électrodes 120 de l’enceinte 110, d’autre part, par exemple lorsque l’on souhaite effectuer des opérations de contrôle à réaliser sur les électrodes et/ou de remplacement de ces dernières. En pratique, les tubes creux allongés 121 présentent chacun des perçages périphériques prévus pour que, en usage, les électrodes du (au moins) un jeu d’électrodes 120 insérées dans le tube creux 121, respectif, se trouvent en contact avec la solution aqueuse saline à électrolyse. De tels perçages périphériques ont par ailleurs pour but de d’éviter que le chlorure alcalin tel que le chlorure de sodium, sous forme solide, vienne s’incruster entre les électrodes du (au moins un) jeu d’électrodes (120) et provoquer des courts-circuits dans le l’électrolyseur. Les tubes creux allongés peuvent être réalisés en une matière sensiblement identique ou similaire à celle constituant l’enceinte 110. Leurs perçages périphériques peuvent avoir un diamètre de 10 mm ou moins.
Sur la , il est montré un tube creux allongé 121 dont l’extrémité qui est destinée à être fixée dans la paroi 112 de l’enceinte 100, présente un filetage extérieur 119 prévu pour fixer par vissage un jeu d’électrodes 120 pourvu d'un contre-filetage (non représenté). Bien entendu, on peut prévoir d'autres moyens ou techniques de fixation que ceux décrits avec référence à la pour assurer la fixation réversible et étanche d’un jeu d’électrodes 120 dans un tube creux allongé 121.
Concernant l’agencement du (au moins un) jeu d’électrodes 120 dans l’enceinte d’électrolyse 110, on peut se référer à la demande de brevet WO2012172118A1 au nom de la demanderesse.
De manière générale, en se rapportant aux figures 2, 3, 8 à 12, l’enceinte 110 est surmontée d’un couvercle 130. Celui-ci est configuré ou adapté pour fermer l’ouverture supérieure 111 de ladite enceinte 110, de façon étanche. Ce couvercle 130 est amovible de manière à permettre le chargement du chlorure alcalin sous forme solide dans l’enceinte 110, d’une part, et à autoriser un accès facile à l’intérieur de l’enceinte 110, en vue notamment de pouvoir réaliser des opérations de vidage et/ou de nettoyage de l’enceinte 110, d’autre part. Le couvercle 130 est réalisé en une matière sensiblement similaire ou identique à celle de l’enceinte 110, notamment en PVC, en ABS ou en PC.
Le couvercle 130 peut être fixé sur l’enceinte par vissage. Sur la , la partie supérieure de l’enceinte 110 présente un filetage extérieur 113 prévu pour fixer par vissage le couvercle 130 pourvu d'un contre-filetage (non représenté). Bien entendu, on peut prévoir d'autres moyens ou techniques de fixation que ceux décrits avec référence à la pour assurer la fermeture réversible de l’enceinte 110. A titre d’exemple de ces autres moyens ou techniques on peut citer ceux couramment utilisés dans le domaine des systèmes d'ouverture et de fermeture pour autocuiseurs.
La vitesse limite (redline speed en anglais) de l’arbre basse pression 11, qui correspond à la vitesse maximale absolue susceptible d’être rencontrée par l’arbre basse pression 11 durant tout le vol (selon le règlement de certification européen EASA CS-E 740 (ou selon le règlement de certification américain 14-CFR Part 33)), est comprise entre 8500 tours par minute et 12000 tours par minute, de préférence entre 9000 tours par minute et 11000 tours par minute. La vitesse limite correspond à la vitesse de rotation maximale lorsque le système propulsif est sain. Elle est donc susceptible d’être atteinte par l’arbre basse pression 11 en condition de vol. Cette vitesse limite fait partie des données déclarées dans la certification moteur (« type certification data sheet » en anglais). En effet, cette vitesse de rotation est habituellement utilisée comme vitesse de référence pour le dimensionnement des systèmes propulsifs 1 et dans certains essais de certification (tels que les essais de pertes d’aube ou d’intégrité du rotor).
Afin d’améliorer l’efficacité du système propulsif 1, la turbine haute pression 7 est dimensionnée de sorte que son rayon moyen interne R moyen_int est au moins égal à :
(1) où : R moyen_int est exprimé en millimètres (mm) ; D est le diamètre du rotor de soufflante 9, en millimètres (mm) ; BPR est le taux de dilution du système propulsif 1 ;
T e est la température en entrée de la turbine basse pression 8, en degrés Celsius (°C) ; T ref = 273 K ; GAMMA est le coefficient adiabatique de l’air; et A = 593 (°C) -1/2 et B = 6,5 millimètres (mm).
Comme indiqué précédemment, tous ces paramètres sont déterminés lorsque le système propulsif 1 est stationnaire, non-installé, en régime de décollage dans une atmosphère standard (telle que définie par le manuel de l’Organisation de l’aviation civile internationale (OACI), Doc 7488/3, 3 e édition) et au niveau de la mer, à l’exception du rayon moyen interne et le diamètre qui sont déterminés lorsque le système propulsif 1 est à froid.
Le rayon moyen interne de la turbine haute pression R moyen_int est égal à la moyenne arithmétique des rayons internes R1 des rotors 7b (roues d’aubes mobiles) de la turbine haute pression 7. Dans un étage donné, le rayon interne R1 d’un rotor 7b correspond à la distance, dans un plan normal à l’axe de rotation X de la turbine haute pression 7, entre la surface radiale externe du moyeu du rotor 7b (qui délimite radialement à l’intérieur la veine d’écoulement dans le rotor 7b) et l’axe de rotation X, à mi-distance entre le bord d’attaque 7c et le bord de 7d fuite des aubes mobiles du rotor 7b au niveau du moyeu (à 50 % de la corde en pied d’aube), lorsque le système propulsif 1 est au repos.
Le dimensionnement de la turbine haute pression 7 de sorte à respecter la formule (1) définie plus haut permet d’obtenir un compromis entre un chargement aérodynamique acceptable en pied d’aube et un travail de détente suffisant pour augmenter le taux de compression du compresseur haute pression 5 (à iso-nombre d’étages) et donc augmenter le taux de compression global du système propulsif 1. Alternativement, un tel dimensionnement de la turbine haute pression 7 permet de réduire le taux de compression du compresseur basse pression 4 (à iso-taux de compression global), et donc de réduire son rayon moyen à iso-charge, ce qui permet d’améliorer le taux de dilution BPR du système propulsif 1. La turbine haute pression 7 peut en effet tourner à des vitesses de rotation (en tours par minute) suffisamment élevées pour permettre au compresseur haute pression 5 d’atteindre un taux de compression supérieur à 21 (en régime décollage) sans pour autant nécessiter d’augmenter le nombre d’étages dans le compresseur haute pression 5. Ainsi, pour une turbine haute pression 7 biétage, le compresseur haute pression 5 peut comprendre au moins huit étages et au plus onze étages, par exemple neuf étages.
Le diamètre de la turbine haute pression 7 peut en outre être suffisamment grand pour permettre le passage et, le cas échéant, les déplacements radiaux, d’un arbre basse pression 11 supercritique.
Dans une forme de réalisation, le rayon moyen interne de la turbine haute pression 11 R moyen_int est au plus égal à 300 mm. Dans un système propulsif 1 à fort taux de dilution, la formule (1) donne par ailleurs un rayon moyen interne R moyen_int au moins égal à 200 mm.
Afin d’obtenir une turbine haute pression 7 dont le rayon moyen interne R moyen_int respecte la formule (1), il est notamment possible de configurer le distributeur en sortie de la chambre de combustion 6 et la section de la veine d’écoulement en entrée de la turbine haute pression 7 de sorte que, en régime de décollage (tel que défini plus haut), le nombre de Mach dans la section de veine est sensiblement égal à 1. Pour cela, le rayon moyen de la turbine haute pression 7 est fixé par la charge aérodynamique acceptable dans la turbine haute pression 7, qui est elle-même définie par l’énergie qui doit être fournie au compresseur haute pression 5 et la vitesse de rotation de l’arbre haute pression 10 en vue d’obtenir le rapport de compression souhaité. La section de la veine d’écoulement dans la turbine haute pression 7 dépend quant à elle du débit réduit dans la veine d’écoulement à un Mach donné. Ici, la section de la veine d’écoulement peut donc être dimensionnée de sorte que le nombre de Mach dans la section de veine est égal à 1. Le rayon moyen interne R moyen_int est alors déduit de la section de la veine ainsi dimensionnée et du rayon moyen déterminé à partir de la charge aérodynamique.
La vitesse de rotation de la turbine haute pression 7 peut alors être compris entre 15 000 tours par minute et 27 000 tours par minutes.
Des turbines haute pression 7 respectant la formule (1) peuvent alors présenter un rapport moyeu-tête, qui correspond au rapport entre le rayon externe R2 de la turbine haute pression 7 et le rayon interne R1 du rotor 7b (roues d’aubes mobiles) de la turbine haute pression 7, supérieur à 0,77 et inférieur à 0,90. Le rayon externe R2 de la turbine haute pression 7 et le rayon interne R1 sont mesurés ici dans un plan normal à l’axe de rotation X à 50 % de la corde en pied d’aube du rotor 7b le plus en aval de la turbine haute pression 7 (c’est-à-dire, du dernier étage de la turbine haute pression 7). Le rayon externe R2 de la turbine haute pression 7 correspond à la distance, dans ce plan, entre le sommet 7e des aubes du rotor 7b de la turbine haute pression 7 et l’axe de rotation X de la turbine haute pression 7, lorsque le système propulsif 1 est au repos. Le rayon interne R1 a été défini plus haut.
De telles turbines haute pression 7 présentent alors une section de sortie S s optimisée. En effet, plus le rapport moyeu-tête est réduit, plus le diamètre externe de la turbine haute pression 7 est faible (à iso-section). Un rapport moyeu-tête compris entre 0,77 et 0,90, en combinaison avec une section d’entrée S e et une vitesse de rotation optimisés comme décrit plus haut, permet ainsi d’obtenir non seulement une turbine haute pression 7 plus efficace (de par sa vitesse de rotation adaptée), dans un encombrement adapté, tout en optimisant la surface de sortie qui détend les gaz en sortie de la chambre de combustion 5. Le dimensionnement de la turbine haute pression 7 de sorte à obtenir un rapport moyeu-tête compris entre 0,77 et 0,90 permet par conséquent de rendre la turbine haute pression 7 plus efficace, et donc de réduire la consommation spécifique du système propulsif 1, sans pour autant pénaliser sa charge mécanique ou thermique.
Un système propulsif 1 comprenant une turbine haute pression 7 dont le rayon moyen interne R moyen_int respecte la formule (1) peut alors présenter un taux de compression global, qui correspond au rapport de pression entre la pression en sortie du compresseur haute pression 5 et la pression en entrée du rotor de soufflante 9 (mesurée au niveau du pied du rotor de soufflante 9), supérieur ou égal à 40 et inférieur ou égal à 70, de préférence supérieur ou égal à 44 et inférieur ou égal à 55.
De plus, le système propulsif 1 comprend en outre un carter inter-turbines 24 s’étendant entre la turbine haute pression 7 et la turbine basse pression 8. Le carter inter-turbines délimite la veine d’écoulement entre la turbine haute pression 7 et la turbine basse pression 8 et comprend des aubes de guidage 25 configurées pour redresser un flux d’air sortant de la turbine haute pression 7 et permettent ainsi d’améliorer l’alimentation de la turbine basse pression 8 et donc l’efficacité du corps basse pression. Les aubes de guidage 25 présentent donc une surface aérodynamique configurée pour réorienter le flux d’air entrant dans la turbine basse pression 8. Dans une forme de réalisation, le système propulsif 1 comprend entre vingt et trente aubes de guidage 25.
Le cas échéant, le carter inter-turbines 24 forme un carter structural du système propulsif 1 permettant d’améliorer la dynamique d’ensemble du système propulsif 1. A cet effet, le carter inter-turbines comprend une virole interne montée sur un ensemble de paliers du système propulsif 1, typiquement un palier arrière 26 de l’arbre haute pression, une virole externe qui peut être configurée pour faire reprendre les efforts mécaniques dans le système propulsif 1, ainsi qu’une série de bras s’étendant radialement entre la virole interne et la virole externe et configurés pour permettre le passage de servitudes et la reprise des efforts mécaniques entre la virole interne et la virole externe. Les aubes de guidage 25 peuvent être distinctes des bras et s’étendre entre les bras et la turbine basse pression 8.
En tant que résine synthétique, une émulsion polyacrylique préparée à partir de 29 % en poids (wt%) d'acrylate d'éthyle, 16 % en poids (wt%) d'acrylate de butyle et 55 % en poids (wt%) d'eau a été utilisée. En tant qu'agent colorant, dans l'Exemple 1, seule une poudre de perle blanche a été mélangée, et dans l'Exemple 2, seules une poudre de perle blanche et une poudre de perle rose ont été mélangées. De plus, une petite quantité de phénoxyéthanol a été ajoutée en tant que conservateur, et une petite quantité d'huile minérale a été ajoutée en tant qu’adoucissant pour maintenir une douceur de la substance crémeuse après solidification.
Pour les Exemples 1 et 2, un rapport de mélange de l'émulsion polyacrylique, de la poudre de perle, du phénoxyéthanol et de l'huile minérale est montré en . En , l'unité du rapport de mélange des matières premières est le % en poids (wt%). Dans les Exemples 1 et 2, le rapport de mélange de la poudre de perle a été fixé à environ 5,5 % en poids (wt%). Les substances crémeuses préparées dans les Exemples 1 et 2 ont été vérifiées visuellement, et il a été observé que les deux substances crémeuses présentaient une brillance. Il a également été trouvé que les substances crémeuses séchées et solidifiées ainsi préparées étaient présentaient une brillance et étaient d’excellent caractère décoratif.
Procédé de purification de charge hydrocarbonée par traitement en présence d’une base forte concentrée et utilisation Domaine technique de l’invention La présente invention concerne un procédé de purification de charge hydrocarbonée et son utilisation subséquente dans des procédés de raffinage et de pétrochimie. Le procédé selon l’invention permet de purifier des charges contenant des huiles de pyrolyse de plastique et/ou des huiles de liquéfaction hydrothermale de plastique notamment en vue de leur utilisation dans un procédé de vapocraquage.
Arrière-plan technologique Le brevet JP3776335 divulgue un procédé de déchloration et de désazotation d’une huile issue du craquage catalytique ou thermique de déchets plastiques qui est traitée à différentes températures jusqu’à 425°C pendant 30 minutes en présence d’une solution aqueuse d’un composé alcalin d’un métal alcalin ou alcalino-terreux à un pH supérieur ou égal à 7. Tous les hydroxydes de métaux alcalins ou alcalino-terreux naturels non radioactifs sont testés. Le produit de la réaction est ensuite séparé de la solution aqueuse alcaline par séparation liquide-liquide avec de l’éther éthylique. Ce document enseigne que la déchloration et désazotation sont meilleures à haute température. Il enseigne également que lorsqu’une solution aqueuse de métal alcalin est utilisée, plus la concentration de cette solution en métal alcalin est élevée, meilleures sont la déchloration et désazotation.
La demande de brevet WO2012/069467 revendique un procédé d’élimination de siloxanes contenus dans une huile de pyrolyse de plastique par traitement thermique entre 200 et 350°C en présence d’un hydroxyde de métal alcalin à l’état solide ou en solution. L’utilisation d’hydroxyde de calcium à 5% en masse à 225°C ne permet pas d’obtenir de réduction du contenu en siloxanes (tableau 5, p.12 et lignes 9 à 11, p.13). A l’issue de la réaction, l’huile de pyrolyse est séparée par distillation sous pression réduite.
La demande de brevet US20140303421A1 décrit un procédé de traitement d’huiles brutes synthétiques permettant d’abaisser la teneur en acides et/ou la présence de particules et de contaminants contenant des hétéroatomes. L’huile brute synthétique est lavée avec une solution aqueuse basique présentant un pH pas plus élevé que 10 afin d’éviter une saponification. L’huile brute synthétique est ensuite séparée de la solution aqueuse. Dans un mode de réalisation illustré par la figure 3, l’huile brute synthétique est lavée avec une première solution afin d’éliminer les particules, les contaminants contenant des métaux ou des métalloïdes ou des métaux alcalins. A cet effet, la première solution est acide pour neutraliser les espèces alcalines et absorber les acides ou métaux, métalloïdes des molécules polaires organiques ou d’autres impuretés et/ou la première solution contient des agents chélatant pour éliminer les métaux. L’huile brute synthétique ainsi lavée est ensuite séparée puis lavée avec une deuxième solution aqueuse basique présentant un pH pas plus élevé que 10 avant d’être à nouveau séparée. Ce type de procédé génère des quantités importantes d’eau polluée qui peuvent être complexes et/ou coûteuses à purifier avant rejet et/ou réutilisation.
La demande de brevet WO2020239729 décrit un procédé de purification d’huiles de pyrolyse de plastique qui comprend une étape de purification dans laquelle l’huile est soumise à un traitement hydrothermal à 150-450°C avec de l’eau ou de l’eau à pH>7. L’huile est ensuite séparée de la phase aqueuse puis envoyée sans autre traitement intermédiaire en hydrotraitement, seule ou en mélange, en présence d’un catalyseur et d’hydrogène afin de réaliser une ou plusieurs réactions d’hydrogénation, d’hydrodéoxygénation, d’hydrodésulfuration, d’hydrodéazotation, d’hydrodéchloration, d’hydrodéaromatisation ou d’hydroisomérisation.
Les procédés décrits dans ces documents nécessitent cependant de mettre en œuvre des températures élevées, généralement de l’ordre de 240-325°C, lors du traitement alcalin pour obtenir des performances d’abattement élevées, notamment en chlore et silicium.
L’invention vise à proposer un procédé de purification d’huile de liquéfaction de plastique à basse température tout en maintenant des performances d’abattement élevées.
A cet effet, l’invention concerne un procédé de diminution de la concentration en hétéroatomes d’une composition comprenant une huile de liquéfaction de plastique contenant au moins 20 ppm en masse d’hétéroatomes, comprenant :
(a) une mise en contact de ladite composition avec une solution aqueuse d’une base forte comprenant un cation de métal alcalin ou alcalino-terreux, pendant 1 minute à 60 minutes à une température d’au plus 250°C, la solution aqueuse contenant 10 à 50% en masse de base forte ou étant une solution saturée en base forte, pour obtenir un effluent contenant la composition modifiée et la solution aqueuse,
(b) soumettre l’effluent de l’étape (a) à un lavage avec un solvant autre que l’eau non miscible avec la composition modifiée, et obtenir une composition purifiée présentant une teneur réduite en hétéroatomes, et une phase enrichie en hétéroatomes.
Le procédé selon l’invention permet d’éliminer de manière performante, malgré une température modérée, des impuretés contenant des hétéroatomes, notamment les métaux alcalins, alcalino-terreux, le silicium, le chlore, le brome, le fer, l’aluminium et autres, susceptibles de détériorer le catalyseur d’une étape d'hydrotraitement ultérieure.
L’étape (a) de mise en contact peut comprendre une ou plusieurs des caractéristiques suivantes :
Dans cette variante de l’invention, les axes antirésonance sont supprimés et remplacés par une multiplication des conduits mis en parallèle. Par exemple, au lieu d’avoir un seul conduit de quatre mètres, trois séparations horizontales peuvent être créées qui formeront quatre conduits superposés de quatre mètres avec une section quatre fois plus petite que le conduit initial. Etant donné que l’impédance d’un conduit est liée à sa section, la somme des quatre sections des quatre conduits donnera la même section totale et donc la même impédance acoustique. L’épaisseur des séparations horizontales doit rester faible pour ne pas avoir trop d’impact sur la somme des sections.
Cette variante permet ainsi de garantir l’absence de résonances internes qui peuvent gravement nuire à la qualité de la restitution sonore. Contrairement aux axes antirésonance 18, la solution par multiplication des sections assure une annulation totale des résonances internes. C’est donc une solution à privilégier, surtout lorsque l’enceinte acoustique 1 est soumise à de fortes puissances acoustiques.
Cette variante a ainsi deux avantages:
- elle réduit encore plus que les axes antirésonance 18 les possibilités de résonance interne, et
- elle permet la construction de l’enceinte acoustique 1 par couche (construction par moulage puis assemblage).
Dans la , l’enceinte acoustique 1 possède quatre étages 31 identiques et empilés, et un capot supérieur de fermeture 32, ce qui permet de créer quatre conduits 33 superposés ayant la même longueur et la même section transversale, la section totale 34 des quatre sections transversales des quatre conduits 33 étant égale à la section transversale du conduit de la , de telle sorte que la section transversale de chaque conduit 33 est égale au quart de la section transversale du conduit de la .
En pratique, les quatre étages 31 et le capot supérieur de fermeture 32 sont moulés par injection ou fabriqués par impression 3D, ensuite les quatre étages 31 sont superposés et fixés entre eux (par exemple, par collage ou vissage), puis le capot supérieur de fermeture 32 est fixé sur le dernier étage 31 (par exemple, par collage ou vissage), les différents éléments étant assemblés pour présenter une étanchéité à l’air, notamment par l’intermédiaire de joints et/ou directement par l’intermédiaire de la colle. Avantageusement, on utilisera une colle à base polyuréthane.
PANNEAU D’ATTENUATION ACOUSTIQUE OPTIMISE POUR UNE TURBOMACHINE D’AERONEF Domaine technique de l'invention L’invention concerne un panneau d’atténuation acoustique pour une turbomachine d’aéronef, et un procédé pour la fabrication d’un tel panneau.
Arrière-plan technique L’état de la technique comporte les documents EP-2.478.202-B1, US-9.514.734-B1, et WO-2006/107.533-A2.
Les panneaux d’atténuation acoustique sont largement utilisés dans les turbomachines pour l’habillage de zones soumises à des passages de gaz important, comme par exemple une entrée d’air, un carter de soufflante ou une veine de flux secondaire située en aval de la soufflante dans lesquels circule de l’air, ou une tuyère d’échappement ou un cône d’échappement de la turbomachine, plus connu sous l’acronyme anglo-saxon de « plug », soumis à un passage de gaz d’échappement.
Ces panneaux d’atténuation acoustique sont généralement réalisés sous la forme de sandwichs comportant au moins une première peau externe, une seconde peau interne, et une âme emprisonnée entre ces première et seconde peaux. L’âme comporte une pluralité de cellules polygonales tubulaires qui ont chacune une orientation perpendiculaire aux première et deuxième peaux. Ces âmes sont généralement réalisées sous la forme d’une plaque de matériau en nid d’abeille à cellules hexagonales. Ces cellules sont creuses sur toute leur longueur.