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L'oxycombustion totale est un processus courant dans les industries du verre, du ciment et de l'acier. La différence principale avec la combustion classique en présence d'air est que le combustible est brûlé en présence d'oxygène pur. L'oxygène (O 2 ) pur (i.e. au moins 95% poids, préférablement au moins 98% poids, très préférablement au moins 99% poids peut être produit par une unité de séparation d'air qui élimine l’azote atmosphérique (N 2 ) du flux d'oxydant ou par électrolyse de l'eau). Un gaz de fumées, appelé effluent d’oxycombustion 29, présentant une concentration élevée de dioxyde de carbone et de vapeur d'eau (par rapport l’effluent gazeux 18) est alors produit en sortie d'oxycombustion. Dans le cadre de la présente invention, l’effluent d’oxycombustion 29 en sortie de l’unité réactionnelle d’oxycombustion 28 est introduit dans l’unité réactionnelle de RWGS 8, de façon à convertir le dioxyde de carbone. Les technologies d'oxycombustion sont bien connues de l'homme de l'art, on peut par exemple se référer à : Int. J. Energy Res., 2017, 41, p. 1670–1708 ; Energies 2021, 14, p. 4333 et WO 2006/013290.
L’oxycombustion partielle (POX), parfois appelée technologie de gazéification, est un processus légèrement exothermique qui peut être utilisé comme alternative au vaporeformage de méthane pour produire du gaz de synthèse ou de l’hydrogène. Cette réaction peut s’appliquer aux hydrocarbures (légers, lourds, asphaltes, coke de pétrole) mais aussi au charbon et à la biomasse (e.g. bois, déchets verts etc…). L’oxycombustion partielle est préférablement conduite à haute température (e.g. entre 1100°C et 1500°C) et pression (e.g. entre 1 MPa et 9 MPa ou plus), en présence d’oxygène pur et sans catalyseur. La réaction correspond à l’oxydation partielle proprement dite. C’est une réaction qui porte le mélange gazeux à une température allant par exemple de 1000°C à 1400°C, moyennant un préchauffage par exemple à 300°C. Le procédé industriel d’oxycombustion partielle est bien connu de l’homme du métier, procédé commercialisé par Shell, Texaco, BASF-Lurgi, Air Liquide…. Voir par exemple les chapitres Hydrogen, 2. Production (p. 249 vol. 18) et Carbon Monoxide (p. 679 vol. 6) de l’encyclopédie Ullmann’s Encyclopedia of Industrial Chemistry.
Dans le cas d’une opération d’oxycombustion totale, celle-ci sera opérée de préférence à la stœchiométrie en oxygène de façon à obtenir l’oxydation complète (ou totale) du mélange hydrocarbures, hydrogène et monoxyde de carbone, de sorte que l’effluent d’oxycombustion 29 après refroidissement contienne essentiellement du dioxyde de carbone, de l’eau et de l’oxygène (préférablement en concentration en oxygène inférieure à 0,3 % en volume). Quand l’oxycombustion est partielle, on opère préférablement en sous stœchiométrie d’oxygène pour produire un mélange de dioxyde de carbone, monoxyde de carbone et hydrogène (CO 2 , CO et H 2 ).
Pour contrôler la température adiabatique de flamme, qui peut monter de 1900°C avec l’air à 2800°C avec de l’O 2 à 95 %, un gaz inerte peut être utilisé, à savoir la vapeur d’eau, ou le dioxyde de carbone, seul ou en mélange par exemple en recyclant si besoin les produits d’oxycombustion.
Selon un ou plusieurs modes de réalisation, afin d’avoir une température d’oxycombustion comprise dans la gamme souhaitée, une partie de l’effluent riche en dioxyde de carbone 3 est introduite dans l’unité d’oxycombustion totale ou partielle 28. Cette introduction peut se faire directement dans l’unité d’oxycombustion totale ou partielle 28 ou après mélange préalable avec l’au moins une deuxième partie 24 de l’effluent gazeux 18 ou après mélange avec l’oxygène 6. Par exemple, dans le cas d’une oxycombustion partielle, le débit d’oxygène peut être ajusté pour avoir la température souhaitée dans la chambre d’oxycombustion et pour minimiser la teneur en hydrocarbures légers dans l’effluent d’oxycombustion 29.
Selon un ou plusieurs modes de réalisation, l’unité réactionnelle d’oxycombustion partielle ou totale 28 comprend au moins un réacteur utilisé dans au moins une des conditions opératoires suivantes : - pression absolue comprise entre 0,1 MPa et 9 MPa, et de préférence entre 1 MPa et 4 MPa ; - température comprise entre 600°C et 2000°C, de préférence entre 800°C et 1700°C, de préférence entre 1100°C et 1500°C.
Selon un ou plusieurs modes de réalisation, l’unité réactionnelle d’oxycombustion totale 28 comprend au moins un réacteur utilisé dans au moins une des conditions opératoires suivantes : - pression absolue comprise entre 0,1 MPa et 4 MPa ; - température comprise entre 600°C et 2000°C, de préférence entre 800°C et 1700°C, de préférence entre 800°C et 1500°C ; - présence d’oxygène utilisé pour la combustion, préférablement à la stoechiométrie, pour une oxydation complète de tous les combustibles (e.g. hydrocarbures, CO et H 2 ), préférablement de façon à avoir une concentration en oxygène inférieure à 0,3 % en volume, et/ou une concentration totale en combustibles inférieure à 1% en volume dans l’effluent d’oxycombustion 29.
Selon un ou plusieurs modes de réalisation, l’unité réactionnelle d’oxycombustion partielle 28 comprend au moins un réacteur utilisé dans au moins une des conditions opératoires suivantes : - pression absolue comprise entre 0,1 MPa et 9 MPa ou plus ; - température comprise entre 600°C et 2000°C, de préférence entre 800°C et 1700°C, de préférence entre 1100°C et 1500°C. - présence d’oxygène utilisé pour la combustion, préférablement avec un taux d’oxygénation compris entre 0,3 et 0,8, très préférablement entre 0,4 et 0,7, afin de favoriser la formation de monoxyde de carbone. Le taux d’oxygénation est défini comme le ratio du débit molaire d’oxygène injecté par rapport au débit d’oxygène théorique pour une oxydation complète de tous les hydrocarbures.
Selon un ou plusieurs modes de réalisation, une coupe hydrocarbonée dite « légère » (non représentée) issue de l’unité réactionnelle à l’hydrogène 20 est envoyée au moins en partie dans l’unité réactionnelle d’oxycombustion partielle ou totale 28 (non représenté). Selon un ou plusieurs modes de réalisation, la coupe hydrocarbonée comprend des hydrocarbures gazeux tels que des paraffines de C1 à C4.
Selon un ou plusieurs modes de réalisation, le gaz d’oxycombustion produit dans l’unité réactionnelle d’oxycombustion partielle ou totale 28, présente une température comprise entre 600°C et 2000°C et de préférence entre 800°C et 1700°C et de manière préférée entre 900°C et 1500°C, et une pression absolue comprise entre 0,1 MPa et 9 MPa, de préférence entre 1 MPa et 4 MPa.
En variante, la préforme peut être en strates fibreuses à base de carbure de silicium, les fibres de ladite préforme étant revêtue par CVI d'une couche de nitrure de bore surmontée d'une couche de carbone ou de carbure, notamment de carbure de silicium.
Le substrat 11 en matériau composite à matrice céramique (CMC) est recouvert d'une couche de liaison 12 en silicium. La couche de liaison 12 est recouverte par une couche de barrière environnementale 13 (dite EBC pour "Environmental Barrier Coating" selon la terminologie anglo-saxone). La barrière environnementale 13 peut être une couche de silicate de terre rare. La barrière environnementale 13 est de préférence constituée d’un oxyde mixte de type RE2Si2O7 (RE : Terre rare).
Lors du fonctionnement de la turbomachine, une couche de silice protectrice 12.1 se forme entre la couche de liaison 12 en silicium et la barrière environnementale 13.
La couche de liaison 12 permet, d'une part, d'améliorer l'accroche de la barrière environnementale 13 et, d'autre part, de former en fonctionnement la couche de silice protectrice 12.1, dont la faible perméabilité à l'oxygène participe à la protection du substrat 11 en CMC contre l'oxydation.
La barrière environnementale 13 permet de limiter la diffusion de la vapeur d'eau vers la couche de silice 12.1 formée par oxydation du silicium de la couche de liaison 12, et par conséquent de limiter la récession de celle-ci.
Avantageusement, l'ensemble des couches déposées sur le substrat 11 (couche de liaison 12, couche de silice 12.1, et couche de barrière environnementale 13) présente une épaisseur E totale inférieure à 100 micromètres. Cela permet notamment, lorsqu’il s’agit d’une aube ou d’une partie de distributeur, de conserver un bord de fuite mince, ce qui intéressant sur le plan aérodynamique.
On décrit ci-après, en référence avec les figures 2 et 3, le procédé de décapage de la couche de barrière environnementale 13 de la pièce 10.
Comme cela est illustré sur la , le procédé comporte une étape de fissuration de la couche de barrière environnementale 13 jusqu'à la couche de silice 12.1. L'étape de fissuration de la couche de barrière environnementale 13 est de préférence effectuée par application de chocs laser 15 sur la couche de barrière environnementale 13.
Les chocs laser 15 sont obtenus par une alternance répétée d'une première séquence au cours de laquelle un laser dirigé vers la face externe de la couche de barrière environnementale 13 est allumé pendant une première durée prédéterminée et d'une deuxième séquence au cours de laquelle le laser est éteint pendant une deuxième durée prédéterminée. La première durée prédéterminée est par exemple égale ou supérieure à 300 secondes. La deuxième durée prédéterminée est par exemple égale ou supérieure à 300 secondes. Ces séquences peuvent être répétées pendant plusieurs heures (en faisant varier le point d’application du laser, sur la pièce).
Suivant un exemple de mise en œuvre, les chocs laser 15 ont une puissance calorimétrique comprise entre 500 Watts et 2000 Watts. Les chocs laser 15 ont une longueur d'onde comprise entre 900nm et 1500nm. Les chocs laser 15 pourront être réalisés au moyen d'un laser de type YAG ou de diodes laser.
L'application de chocs laser 15 génère ainsi un gradient thermique élevé entre la face externe et la face interne de la couche de barrière environnementale. Ce gradient thermique engendre des contraintes mécaniques importantes qui ont pour effet de créer un réseau de fissures 16 percolant au sein de la couche de barrière environnementale 13. Appliquer puis éteindre le laser plusieurs fois successivement, au point d’application considéré, favorise la fissuration du fait de la répétition de cette dilatation différentielle imposée à la couche de barrière environnementale.
Comme cela est illustré sur la , le procédé comporte en outre une étape de dissolution de la couche de silice 12.1 protectrice par un fluide de dissolution.
L'étape de dissolution de la couche de silice 12.1 protectrice peut être effectuée par un bain d'acide. Le bain d'acide est de préférence un bain d'acide fluorhydrique. Le bain d'acide a une concentration en acide comprise par exemple entre 10g/L et 20g/L et vaut de préférence 15g/L. Le bain d'acide a une température comprise par exemple entre 20°C et 40°C et vaut de préférence 30°C.
Le bain d'acide a une durée de plusieurs jours, notamment une semaine. En effet, la silice située sous la couche fissurée de barrière environnementale 13 est difficilement accessible via les fissures 16. La durée du bain dans le cadre du procédé selon l'invention est donc considérablement augmentée par rapport à la durée utile nécessaire pour dissoudre une couche de silice accessible qui est généralement de quelques heures uniquement.
Avantageusement, afin d'améliorer l'efficacité du bain, il est possible de prévoir un bullage par injection d'un gaz, tel que de l'oxygène dans le bain.
Alternativement, la dissolution de la couche de silice 12.1 protectrice est effectuée par un fluide dans un état supercritique (à une température et une pression supérieures à celles du point critique de ce fluide), tel que de l'eau (H 2 O) à une température de l'ordre de 374°C ou plus et une pression de l'ordre de 2,2*10 7 Pascals ou plus. L'eau réagit alors avec la silice SiO 2 pour former des hydroxydes de silicium Si(OH)4. Alternativement, le fluide dans un état supercritique peut être du dioxyde de carbone (CO 2 ), de l'oxygène (O 2 ), ou du peroxyde d’hydrogène (H2O2).
L’exemple 1 est basé sur valorisant l’effluent gazeux 18 issu de la première unité de séparation 15 sans étape de combustion. Dans cet exemple, la partie 24 de l’effluent gazeux 18 est réinjecté dans l’unité réactionnelle de RWGS 8. Ces gaz contiennent 210 kg/h de dioxyde de carbone qui sont à ajouter au débit de CO 2 issu de l’unité de captage de dioxyde de carbone 2. En fonctionnement, l’unité réactionnelle de RWGS 8 convertir ainsi une plus grande quantité de CO 2 en consommant une plus grande quantité d’hydrogène.
Le débit d’eau 4 est de 928 kg/h. La consommation énergétique de l’unité d’électrolyse de l’eau 5 est de 4,4 MWe.
La quantité d’eau fraiche utilisée est de 444 kg/h, car sur les 928 kg/h d’eau en entrée de l’unité d’électrolyse de l’eau 5, 484 kg/h d’eau proviennent des unités réactionnelles de RWGS 8 et FT 13.
La quantité de première vapeur d’eau 22 produite par l’unité réactionnelle FT 13 est de 1158 kg/h. L’échangeur de chaleur 31 produit 718 kg/h de deuxième vapeur d’eau 23. La vapeur totale produite dans l’unité réactionnelle de RWGS 8 et l’unité réactionnelle FT 13 est supérieure à la quantité nécessaire au rebouilleur de l’unité de captage de dioxyde de carbone 2.
La production de coupe hydrocarbonée est de 152 kg/h.
- cinq mélangeurs statiques M1, M2, M3, M4, M5, en série.
La charge plastique comprend : 95% poids de polypropylène ; 5% poids de polyéthylène et d’impuretés, en particulier d’additifs de type pigments, colorants, charges, etc.
La section de mise en contact est mise en œuvre à une température de 200°C et à une pression de 2,5 MPa (25 bars).
Le débit de charge plastique introduite dans l’extrudeuse A est de 50 kg/h. La charge 1* est fondue au moins en partie en sortie d’extrudeuse A ; plus particulièrement, les polyoléfines, et donc au moins le polypropylène, que ladite charge contient, sont sous forme fondues en sortie d’extrudeuse.
Le solvant de dissolution utilisé est le n-heptane et un mélange 19 d’un flux 17 de n-heptane purifié et recyclé avec un flux de n-heptane frais 18. Le débit total de n-heptane 19, qui alimente l’étape a) de dissolution, est de 250 kg/h.
Chaque mélangeur statique M1, M2, M3, M4, M5, est alimenté par un flux partiel de n-heptane, respectivement 2, 4, 6, 8, 10, et un flux plastique, respectivement 1*, 3, 5, 7, 9, qui comprend au moins le polypropylène fondu. Le coefficient de variation de la concentration visé en sortie de chaque mélangeur statique est de 5% (ou 0,05).
Le Tableau 1 présente à la fois les quantités de solvent de dissolution introduites dans chaque mélangeur statique et l’évolution de la viscosité des flux entrée/sortie de chaque mélangeur statique dans les conditions opératoires de température et pression. Le Tableau 1 donne également le rapport des viscosités entre le flux plastique et le flux de n-heptane qui entrent dans chaque mélangeur statique ainsi que le taux de dilution volumique en n-heptane dans chaque mélangeur.
Flux Nature du flux Débit (kg/h) en entrée des mélangeurs Taux de dilution en n-heptane (%vol) Ratio pondéral n-heptane cumulé / charge (kg/kg) Viscosité du flux considéré (mPa.s) Rapport des viscosités 1* Charge plastique 50,0 - - 3 000 000 21 428 571 2 n-heptane 13,75 - - 0,14 3 Flux plastique 63,75 30% (M1) 0,28 19 703,0 140 736 4 n-heptane 20,00 - - 0,14 5 Flux plastique 83,75 30% (M2) 0,68 548,0 3 914 6 n-heptane 28,75 - - 0,14 7 Flux plastique 112,50 30% (M3) 1,25 44,7 321 8 n-heptane 70,00 - - 0,14 9 Flux plastique 182,50 42% (M4) 2,65 3,8 58 10 n-heptane 117,50 - - 0,14 11 Flux plastique 300,00 42% (M5) 5,00 0,95 -
A l’issue de la section de mise en contact a-i) de l’étape a) mettant en œuvre une extrudeuse suivie de cinq mélangeurs statiques alimentés en flux partiels de n-heptane, la viscosité du flux de charge conditionnée est inférieure à 1 mPa.s (0,95 mPa.s), ceci tout en respectant les contraintes techniques imposées par les mélangeurs statiques relativement aux viscosités des flux mis en jeu. Une telle viscosité permet de faciliter ensuite l’homogénéisation du mélange dans un réacteur de dissolution de type CSTR dans la section de dissolution, ledit réacteur de dissolution étant de, type CSTR.
PROCEDE D’EXTRACTION ET DE TRANSFORMATION PAR HYDROLYSE DE PHTALATES CONTENUS DANS DES PLASTIQUES PVC L’invention concerne le domaine du recyclage de plastiques à base de poly(chlorure de vinyle) (PVC), en particulier un procédé d’extraction et de transformation de phtalates, plastifiants entrant dans la composition de PVC, par hydrolyse. Plus précisément, l’invention concerne un procédé de récupération de l’acide phtalique (AP) et d’un plastique PVC cible réutilisable à partir d’une charge de PVC contenant au moins un phtalate.
Par définition, un plastique est un mélange constitué d’une matière polymérique de base et de nombreux additifs, l’ensemble étant susceptible d’être moulé ou façonné (en général à chaud et/ou sous pression), afin de conduire à un semi-produit ou à un objet. Une pratique communément admise est de dénommer ledit plastique par le nom du polymère qui le constitue. Ainsi, le plastique poly(chlorure de vinyle) (PVC) correspond en fait à l’association du polymère PVC, dénommé dans la suite de la description « résine PVC », avec divers additifs choisis en fonction des fonctionnalités requises pour ledit plastique. Lesdits additifs peuvent être des molécules ou macromolécules organiques ou bien des (nano)particules inorganiques et sont utilisés en fonction des propriétés qu’ils confèrent à la résine PVC : résistance à la chaleur, à la lumière ou à un stress mécanique (stabilisants), souplesse (plastifiants), facilité de mise en œuvre (lubrifiants), coloration (colorants/pigments), etc.
Plusieurs méthodes de recyclage des plastiques PVC existent : des méthodes dites conventionnelles par simple recyclage mécanique des plastiques, des méthodes impliquant des modifications de leur composition, voire des transformations chimiques des composés qui les constituent.
Par exemple, afin de mettre en œuvre le deuxième mode de fonctionnement, le procédé de commande comprend une étape consistant à connecter le redresseur r1, r2, r3 de chaque cellule d’alimentation 10, 20, 30 à une tension alternative, notamment via le module de connexion 40.
A ce but, le procédé comprend également une étape consistant à connecter le convertisseur continu-continu 50 d’une part à une des cellules d’alimentation 10, 20, 30 et d’autre part au bus d’alimentation HV électrique afin d’alimenter le bus d’alimentation HV en énergie électrique. Pour cela, l’unité de contrôle actionne la fermeture des interrupteurs de la cellule de commutation C 10 , C 20 , C 30 d’une des cellules d’alimentation 10, 20, 30.
VEHICULE AUTOMOBILE COMPRENANT UN JOINT D’ETANCHEITE ENTRE DES FIXATIONS AVEC DEUX NERVURES FOURCHUES, BATTERIE ET PROCEDE SUR LA BASE D’UN TEL VEHICULE L'invention se rapporte au domaine des joints d’étanchéité d’assemblages de batteries de traction de véhicules automobile. L’invention porte plus particulièrement sur la protection des modules de batterie vis-à-vis des performances d’étanchéité selon IP67 et IP69K, et vis-à-vis des emballements thermiques.
Dans l’art antérieur, la section du joint d'étanchéité de la batterie est soit uniquement des structures longitudinales avec des nervures verticales et une queue fourchue ; ou uniquement des nervures verticales comme illustrées en . Il y a en général un espace continu le long de la structure longitudinale qui est trouée pour toutes les structures de fixations.
Le joint d'étanchéité pour plateau de batterie de l’art antérieur, a une section comme illustrée en , avec une forme de queue fourchue d’un côté. Cette queue fourchue peut fournir une bonne protection vis-à-vis des pressions d’eau chaude des procédés IP69K, et des particules de poussière des procédés IP6K, d’un seul côté (identifiés avec les références IP69K et IP67 à gauche de la ).
Les autres formes de structures de la peuvent garantir des performances d'étanchéité de base.
Malheureusement, la forme de la tranche du joint de la implique un risque élevé à l'intérieur de la batterie (à droite de la ) concernant la mise en œuvre d’un emballement thermique TR (ou « thermal runaway » en langue anglaise).
Par ailleurs, la mise en œuvre de trois nervures longitudinales (comme illustré en bas de la ) implique une demande de rigidité élevée par rapport aux pièces de l'environnement avec des renforts.
En raison de l'absence de structure de bloc entre deux points de fixation de modules, une fuite peut se produire entre les fixations, que ce soit à l'intérieur ou à l'extérieur par rapport au module.
Ainsi, un objectif de l’invention est de proposer une structure de joint d’étanchéité qui remédie aux défauts de l’art antérieur, et notamment qui limite les risques de fuites aux niveaux des fixations, et résistante aux procédés IP67 et IP69, et aux phénomènes d’emballement thermique.
Pour atteindre cet objectif, l’invention propose un véhicule automobile comprenant une batterie de traction équipée de modules de batterie, dans lequel les modules comportent un joint d’étanchéité longitudinal dans un repère dans l’espace comprenant un axe longitudinal suivant une direction longitudinale du joint d’étanchéité, un axe latéral perpendiculaire à l’axe longitudinal, et un axe d’épaisseur perpendiculaire à l’axe longitudinal et à l’axe latéral, le joint d’étanchéité ayant une forme sensiblement prismatique, présentant deux extrémités longitudinales suivant l’axe longitudinal, et deux bords latéraux suivant l’axe latéral, le joint d’étanchéité étant disposé contre un support de fixation suivant l’axe d’épaisseur, et au niveau de structures de fixation de module à vis ou à rivet, caractérisé en ce que chaque joint d’étanchéité est disposé entre deux structures de fixation suivant l’axe longitudinal, en ce que le joint d’étanchéité a une extrémité concave ouverte en regard de chaque structure de fixation suivant l’axe longitudinal, et en ce que les deux bords latéraux ont une forme de nervure fourchue ouverte extérieurement suivant l’axe latéral.
Avantageusement, l’agencement des extrémités concaves en regard des structures de fixation permet de limiter les fuites au niveau des fixations dans le sens de l’axe Y. En outre l’agencement des bords latéraux en fourche permet de résister aux procédés IP67 et IP69K.
L’invention permet de : - créer une cellule fermée par chacune des deux fixations avec une bonne étanchéité ; - être plus efficace par la double queue fourchue vis-à-vis des procédés IP67, et IP69 ; - être plus efficace par la double queue fourchue vis-à-vis des problèmes d’emballement thermique ; - avoir un faible besoin de rigidité pour les pièces environnantes.
Selon une variante, le joint d’étanchéité comprend un caoutchouc d’éthylène-propylène-diène monomère.
Cela permet d’avoir des bonnes performances d’étanchéité de base.
Selon une variante, le joint d’étanchéité comprend deux nervures longitudinales suivant l’axe longitudinal, disposées entre les bords latéraux sur des faces d’épaisseur opposées suivant l’axe d’épaisseur.
L’armature 13 peut comprendre en outre deux index de localisation 13i, afin de positionner de façon plus précise la jante 10 et la branche rapportée 30. Les index 13i peuvent également être positionnés sur l’insert 15 : dans ce cas, les index 13i sont par exemple les extérieurs des futs de vissage 19. Le moussage principal 11 est prévu avec des pions 11ii agencés pour positionner le moussage rapporté (ou secondaire) 12.
La représente une vue de l’insert 15 avec les deux interfaces de fixation 19.
En outre, l’insert 15 peut comprendre un corps principal 15c entre les interfaces de fixation 19 et deux extrémités distales 15e. Chaque interface de fixation 19 est agencée entre le corps principal 15c et une extrémité distale 15e. Ceci permet de faciliter le noyage partiel de l’insert 15 dans le corps de l’armature métallique 13, et d’améliorer la fixation de la branche rapportée 30 sur la jante 10.
La représente une vue en coupe complète du volant selon A-A, montrant l’insert de fixation 15 et l’armature de jante 13.