INPI-France/Brevets-Francais-2024-Chunked huggingface dataset:
- l’habillage de véhicule comprend au moins un composant électrique fixé sur le revêtement, du côté de la couche de substrat opposé à la couche additionnelle.
L’invention concerne aussi un procédé de fabrication d’un habillage de véhicule tel que défini ci-dessus, comprenant les étapes suivantes :
- obtention d’une feuille comprenant la couche de substrat, et, optionnellement la couche décorative recouvrant la deuxième face de la couche de substrat,
Ces batteries sont constituées d’un nombre variable de cellules électriques qui sont assemblées en fonction des contraintes et des besoins pour former une batterie délivrant la puissance nominale nécessaire au fonctionnement de l’appareil à laquelle elle est reliée.
La mise en place d'un pack batterie électrique nécessite donc l’association mécanique des différentes cellules électriques. Cette association permet de garantir une bonne connexion entre les différentes cellules malgré des contraintes mécaniques extérieur comme des secousse, chocs etc.... L'association mécanique permet également de consolider le pack batterie électrique dans son ensemble.Par ailleurs, les différentes cellules électriques doivent être associées électriquement, c’est-à-dire que l’ensemble des cellules doit être connecté, en série et/ou en parallèle, par un matériau conducteur.
On connait par exemple, des cellules électriques cylindriques qui sont rassemblées mécaniquement par méthode de soudure par point. Les cellules sont soudées les unes avec les autres via des bandes de nickel au niveau des pôles.Une fois les soudures effectuées au niveau des pôles afin d'assembler le pack batterie, il n'est plus possible d'accéder aux cellules sans détériorer le pack batterie. En effet, les bandes de nickels soudées doivent être arrachées, ce qui entraine des détériorations de la cellule jusqu'à de possible perforations. Il existe donc un besoin pour des dispositifs et des systèmes permettant une association mécanique et électrique rapide et réversible des cellules électriques à l’intérieur d’une batterie.
On connait de l’art antérieur des systèmes permettant l’association mécaniques de cellules cylindriques. Par exemple, la demande de brevet US2020099028A1 décrit un dispositif pour l’association mécanique de cellules cylindriques consistant en une cage dans laquelle vient s’insérer la cellule électrique cylindrique. Cette cage comprend également des moyens d’association permettant d’accoler deux cages et donc deux cellules. Toutefois, ce dispositif ne prend pas en charge les connections électriques d’une cellule à l’autre.
Ce problème est résolu par l’invention qui permet de gérer à la fois l’association mécanique et électrique de cellules électriques. L’invention permet également d’améliorer la diffusion de la chaleur émise par la batterie lors des cycles de charge/décharge.
Ainsi la présente invention concerne un capuchon pour cellule électrique délimitant un volume interne, congruent à l’extrémité de ladite cellule électrique, comprenant une paroi terminale et une paroi périphérique caractérisé en ce que tout ou partie de la surface externe desdites parois est conductrice et est en communication électrique avec une région de contact à la surface dudit volume interne, destinée à être en contact électrique avec un pôle de ladite cellule électrique.
Le capuchon selon l’invention permet de déporter les pôles de la cellule électrique de l’extrémité de la cellule vers sa paroi latérale. Ainsi, la présence des capuchons à l’extrémité desdites cellules permet de faciliter les connexions électriques entre deux cellules contigües.
Selon un mode de réalisation préféré de l’invention, ledit capuchon comprend en outre un anneau isolant disposé autour de sa paroi périphérique.
Cet anneau permet d’éviter les contacts électriques non-souhaités entre deux cellules électriques contigües.
Selon un mode de réalisation préféré de l’invention, ledit capuchon est un cylindre creux ouvert à une de ses extrémités
Selon un mode de réalisation préféré de l’invention, la surface dudit volume interne, à part ladite région de contact, est électriquement isolante.
Selon un mode de réalisation préféré de l’invention, ledit capuchon est en nickel recouvert sur sa surface interne, en dehors de la zone de contact, par un matériau isolant.
Selon un mode de réalisation préféré de l’invention, la surface externe conductrice comprend une ou plusieurs pistes en cuivre.
La présente invention concerne également une cellule électrique caractérisé en ce que ses deux extrémités sont recouvertes par un capuchon selon l’invention.
Selon un mode de réalisation préféré de l’invention, la surface de ladite cellule électrique située entre les deux capuchons et la surface au contact de la surface interne de la paroi périphérique des capuchons est recouverte d’une matière électriquement isolante.
Selon un mode de réalisation préféré de l’invention, la matière électriquement isolante est un film bi-couche constitué d’une gaine interne thermo rétractable et une gaine externe en vinyle thermo résistant.
Au regard de cette et du mode de réalisation du procédé de l’invention mis en œuvre, on comprend qu’en terme de températures, plusieurs facteurs peuvent intervenir tels que : la cartographie thermique initiale du moule, la température de liquidus du métal coulé (valeur fixée par la nature du matériau) et la surchauffe employée (fixant la température de verse dudit métal fondu). Également, trois autres paramètres interviennent pour la qualité de la pièce moulée obtenue : le temps de verse du métal fondu dans le moule, le temps suivant d’attente avant vidange et le temps de durée de la vidange, en particulier le temps d’attente avant vidange..
Le ratio d’utilisation du potentiel de rupture F2/FR2 est égal à 16.3 %.
Le ratio d’utilisation du potentiel de rupture F1/FR1 est égal à 15.8 %.
Le ratio d’utilisation du potentiel de rupture F1/FR1 est 3 % inférieur au ratio d’utilisation du potentiel de rupture F2/FR2.
Un support C est préparé par comalaxage d’une poudre de zéolithe KL (TOSOH ; Si/Al = 3)) (70%), de silice précipitée (Siliaflash P60 40-63µm ; Silicycle) (10%), une source de sol de silice colloïdale (20%), et de méthocel (K15M) (3% par rapport à la masse totale d’oxydes) dans un malaxeur de marque Brabender. L'eau est ajoutée goutte à goutte jusqu'à obtention d'une pâte et le malaxage est poursuivi pendant 20 minutes. La pâte obtenue est ensuite extrudée sur extrudeuse piston de marque MTS en utilisant une filière cylindrique de diamètre 1,6 mm. Les extrudés sont maturés pendant 16h à 80°C en étuve ventilée avant traitement hydrothermal sous un flux gazeux contenant 50% volumique d’eau dans l’air pendant 3h à 600°C. Les extrudés sont ensuite calcinés 2h à 550°C.
Le catalyseur C est obtenu par imprégnation en excès en lit fluidisé de ce support. Pour ce faire, 25g de support sont préalablement calcinés à 520°C pendant 2h sous air, puis désactivés à l’eau par ajout en goutte à goutte d’eau sur le support en rotation dans un drageoir. Les précurseurs de Pt(NH3)4Cl2 et KNO3 sont mis en solution. Le support désactivé est placé dans le lit fluidisé pour imprégnation en lit fluidisé. La fluidisation est maintenue pendant 24h à une vitesse de 25ml/min.
Après fluidisation, la solution est soutirée. Le catalyseur est ensuite lavé 4 fois par 200 ml d’eau dans le lit fluidisé pendant 30min à une vitesse de 25ml/min. Le catalyseur est séché en étuve à 120°C pendant 12h, maintenu à 150°C pendant 1h, puis calciné 250°C 1h et 400°C 2h.
Le tableau 3 ci-dessous détaille la formulation et les caractéristiques du catalyseur D.
Exemple 3 : Support C EGG (dAN) 0,82 S BET (m 2 /g) 95 VPT (ml/g) 0,42 Vmacro (ml/g) 0,18 Vméso (ml/g) 0,14 Vµ (ml/g) 0,027 PAF(%) 3,1 Exemple 3 : Catalyseur C S BET (m 2 /g) 56 Vµ (ml/g) 0,011 %pds Pt 0,73 %Disp Pt 56
Exemple 4 : Préparation d'un catalyseur D Pt/KL-SiO 2 (selon l’invention)
Un support D est préparé par comalaxage d’une poudre de zéolithe KL (TOSOH ; Si/Al = 3)) (70%), de silice précipitée (Siliaflash C60 (5-20µm ; Silicycle) (30%), et de méthocel (K15M) (3% par rapport à la masse totale d’oxydes) dans un malaxeur de marque Brabender. L'eau est ajoutée goutte à goutte jusqu'à obtention d'une pâte et le malaxage est poursuivi pendant 20 minutes. La pâte obtenue est ensuite extrudée sur extrudeuse piston de marque MTS en utilisant une filière cylindrique de diamètre 1,6 mm. Les extrudés sont maturés pendant 16h à 80°C en étuve ventilée, calcinés 2h à 550°C avant traitement hydrothermal sous un flux gazeux contenant 50% volumique d’eau dans l’air pendant 3h à 500°C. Les extrudés sont ensuite calcinés 2h à 550°C.
Le catalyseur D est obtenu par imprégnation à sec du support D par une solution de Pt(NH 3 )4Cl 2 . Pour ce faire, 50g de support sont préalablement calcinés à 520°C pendant 2h sous air, puis placés en saturation d’eau en vase clos sous atmosphère humide. Le précurseur Pt(NH 3 )4Cl 2 est mis en solution aqueuse. La solution de Pt est ajoutée en goutte à goutte sur le support en rotation dans un drageoir pendant 15 min. Le catalyseur est stocké en vase clos pendant 24h, puis séché en étuve à 120°C pendant 12h et calciné à 400°C.
Support D EGG (daN) 0,78 S BET (m 2 /g) 183 VPT (ml/g) 0,38 Vmacro (ml/g) 0,15 Vméso (ml/g) 0,23 Vµ (ml/g) 0,047 PAF(%) 4,9 Catalyseur D S BET (m 2 /g) 127 Vµ (ml/g) 0,027 %pds Pt 0,95 %Disp Pt 59
Exemple 5 : Préparation d'un catalyseur E Pt/KL-SiO2 (selon l’invention)
Un support E est préparé par comalaxage d’une poudre de zéolithe KL (TOSOH ; Si/Al = 3)) (70%), de silice précipitée (Siliaflash C60 40-63µm ; Silicycle) (5%), une source de sol de silice colloïdale (25%), et de méthocel (K15M) (3% par rapport à la masse totale d’oxydes) dans un malaxeur de marque Brabender. L'eau est ajoutée goutte à goutte jusqu'à obtention d'une pâte et le malaxage est poursuivi pendant 20 minutes. La pâte obtenue est ensuite extrudée sur extrudeuse piston de marque MTS en utilisant une filière cylindrique de diamètre 1,6 mm. Les extrudés sont maturés pendant 16h à 80°C en étuve ventilée, séchés à 120°C pendant 12 h, calcinés 2h à 550°C avant traitement hydrothermal sous un flux gazeux contenant 50% volumique d’eau dans l’air pendant 3h à 500°C. Les extrudés sont ensuite calcinés 2h à 550°C.
Le catalyseur E est obtenu par imprégnation à sec du support E par une solution de Pt(NH 3 )4Cl 2 . Pour ce faire, 50g de support sont préalablement calcinés à 520°C pendant 2h sous air, puis placés en saturation d’eau en vase clos sous atmosphère humide. Le précurseur Pt(NH 3 )4Cl 2 est mis en solution aqueuse. La solution de Pt est ajoutée en goutte à goutte sur le support en rotation dans un drageoir pendant 15min. Le catalyseur est stocké en vase clos pendant 24h, puis séché en étuve à 120°C pendant 12h et calciné à 400°C.
Exemple 5 : Support E EGG (dAN) 1,54 S BET (m 2 /g) 172 VPT (ml/g) 0,40 Vmacro (ml/g) 0,11 Vméso (ml/g) 0,25 Vµ (ml/g) 0,042 PAF(%) 4,5 Exemple 5: Catalyseur E S BET (m 2 /g) 126 Vµ (ml/g) 0,022 %pds Pt 0,95 %Disp Pt 55
Exemple 9 : Aromatisation d'une coupe C6/C7 Environ 1 g des catalyseurs A à E préparés sont chargés dans un réacteur lit fixe. Une fois chargés, les catalyseurs sont séchés sous flux d’azote à 150°C puis réduits sous flux d’H 2 à 470°C pendant 12h. La température est ensuite abaissée jusqu’à 400°C, puis la charge est injectée.
Le test est réalisé à 4 bars et une température balayée entre 430 et 500°C, avec un rapport molaire d’H 2 / hydrocarbures de 4. La composition de la charge est présentée dans le tableau 6. Le débit massique est de 1 g charge.(g catalyseur) -1 .h -1 .
CHARGE C5 0,1 n-P6 6,4 iso-P6 5,8 5N6 5,7 6N6 4,9 A6 1,1 n-P7 18,0 iso-P7 20,5 5N7 11,5 6N7 16,0 A7 7,3 C8 2,7
Un deuxième objet de la présente invention concerne une pièce métallique creuse susceptible d’être obtenue par le procédé tel que défini ci-dessus.
Dans un mode de réalisation selon l’invention, tel qu’illustré en , le moyen d’introduction 2 de la charge solide est situé au sommet de l’enceinte 1 du réacteur. La charge solide peut ainsi être alimentée dans le réacteur à travers un système de vannes permettant de contrôler le débit de la charge solide entrant dans le réacteur. Dans le mode de réalisation de la , le réacteur comprend en outre un déflecteur 230 situé au-dessus du moyen de soutirage 6 de la fraction du flux réactionnel permettant ainsi de dévier le flux de charge solide entrant dans le réacteur via le moyen d’introduction 2 .
Dans un autre mode de réalisation selon l’invention, tel qu’illustré en , le moyen d’introduction 2 de la charge solide est situé en périphérie de la partie supérieure 210 de l’enceinte 1 du réacteur. La charge solide est ainsi alimentée dans le réacteur à travers un système d’alimentation à vis (« screw-feeder » selon la terminologie anglo-saxonne) permettant de contrôler le débit de la charge solide entrant dans le réacteur. Dans ce mode de réalisation, le réacteur peut comprendre au moins une grille 250, de préférence une pluralité de grilles, disposée(s) le long de l’axe vertical dans la partie supérieure 210 de l’enceinte 1 du réacteur, entre la paroi de l’enceinte 1 du réacteur et le moyen de soutirage 6 du flux réactionnel. Avantageusement, la partie basse de ladite grille 250 est située à une hauteur plus basse que l’entrée du moyen de soutirage 6 . La grille 250 permet de contenir la charge solide entrant dans le réacteur et d’éviter d’être soutirée directement par le moyen de soutirage 6 d’une fraction du flux réactionnel.
La boucle de recirculation du flux réactionnel du réacteur selon l’invention comprend le moyen de soutirage 6 d’une fraction du flux réactionnel situé au niveau de la partie supérieure 210 de l’enceinte 1 et le moyen d’introduction 5 d’au moins une fraction du flux réactionnel soutiré situé au niveau de la partie inférieure 220 de l’enceinte 1 . Le moyen de soutirage 6 permet de soutirer une partie du flux réactionnel contenant le solvant liquide et une phase liquide résultant de la dissolution de la charge solide dans le réacteur, ainsi qu’une fraction de la charge solide au moins partiellement dissoute, entraînée par le courant ascendant du flux réactionnel. Lors de la mise en œuvre du réacteur dans le procédé de dissolution de la charge solide, le moyen de soutirage 6 doit être positionnée dans la partie supérieure 210 de l’enceinte 1 du réacteur et en-dessous de l’interface gaz-liquide 240 . De préférence, le moyen de soutirage 6 est situé axialement au centre de la section transversale de la partie supérieure 210 de l’enceinte 1 du réacteur. Au moins une fraction du flux réactionnel soutiré est recyclée dans la partie inférieure 220 de l’enceinte 1 du réacteur via le moyen d’introduction 5 ce qui permet de limiter la quantité de solvant à introduire dans le réacteur pour atteindre un débit de flux réactionnel permettant de fluidiser les plus gros granulats de la charge solide dans la partie inférieure 220 du réacteur.
Selon un mode de réalisation selon l’invention, tel qu’illustré aux figures 2 et 3, la partie supérieure 210 de l’enceinte 1 et la partie inférieure 220 de l’enceinte 1 sont reliées par un élément tronconique 260 s’évasant vers le haut le long de l’axe vertical. De préférence, le demi-angle formé par la section transversale dudit élément tronconique 260 avec l’axe vertical est compris entre 7° et 45°, de préférence entre 10° et 30°.
Le réacteur selon l’invention peut ainsi être mis en œuvre dans un procédé permettant la dissolution d’une charge solide à base de matériaux thermodurcissables, de préférence des granulats de pneus usagés, de tailles comprises entre une 1 ère valeur minimum et une 2 nd valeur maximum, par exemple entre 1 et 25 mm, en présence d’un solvant liquide apte à dissoudre ladite charge solide. Le procédé est réalisé avantageusement à une température comprise entre 150°C et 350°C, si l’on veut minimiser la conversion des composés hydrocarbonés présent dans le flux réactionnel lors de l’étape de dissolution. De préférence le procédé est réalisé à une température comprise entre 200°C et 320°C, et encore plus préférentiellement à une température comprise entre 250°C et 320°C. Le procédé selon l’invention comprend au moins les étapes suivantes :
- on introduit le solvant liquide dans l’enceinte 1 du réacteur de manière à immerger complètement la partie inférieure 220 de ladite enceinte 1 et à immerger partiellement la partie supérieure 210 de ladite enceinte 1 formant un ciel gazeux surmontant le flux réactionnel ;
- on introduit la charge solide dans la partie supérieure 210 de l’enceinte 1 du réacteur ;
- on soutire une fraction du flux réactionnel situé dans la partie supérieure 210 de l’enceinte 1 ;
- on recycle au moins une partie du flux réactionnel soutiré dans la partie inférieure 220 de l’enceinte 1 ;
dans lequel on fixe la vitesse superficielle du flux réactionnel dans la partie supérieure 210 à une valeur inférieure à la vitesse terminale de chute calculée pour des granulats ayant une taille égale à la 1 ère valeur minimum et on fixe la vitesse superficielle du flux réactionnel dans la partie inférieure 220 à une valeur supérieure à la vitesse minimum de fluidisation calculée pour des granulats ayant une taille égale à la 1 ère valeur minimum, étant entendu les vitesses superficielles dans la partie supérieure et la partie inférieure sont différentes.
Comme décrit ci-avant la différence de taille de section transversale entre la partie supérieure et la partie inférieure de l’enceinte du réacteur permet de créer lors de la mise en œuvre du réacteur une différence de vitesse superficielle du flux réactionnel circulant à courant ascendant dans l’enceinte dudit réacteur selon que le flux réactionnel se trouve dans la partie supérieure ou dans la partie inférieure de l’enceinte du réacteur
La vitesse superficielle du flux réactionnel dans la partie inférieure 220 doit être supérieure à la vitesse minimum de fluidisation des plus gros granulats de pneus usagés compris dans ledit flux réactionnel. La vitesse minimum de fluidisation est une caractéristique qui est bien connue de l’homme du métier et qui dépend de la taille des granulats, de la densité des granulats dans le flux réactionnel, de la densité du liquide et de la viscosité du liquide contenu dans le flux réactionnel. A titre d’exemple, pour des granulats de pneus de 20 mm de diamètre, la vitesse minimum de fluidisation varie généralement entre 1 et 15 cm/s, préférentiellement entre 3 et 10 cm/s. Si la taille des granulats diminue, la vitesse minimum de fluidisation diminue, il faut donc que la vitesse du flux réactionnel dans la partie inférieure de l’enceinte du réacteur soit supérieure à la vitesse minimum de fluidisation des plus gros granulats afin de s’assurer que les granulats soient bien mélangés sous l’effet de la fluidisation. Par conséquent, la vitesse superficielle du flux réactionnel situé dans la partie inférieure 220 est comprise avantageusement entre 2 et 15 cm/s, et plus préférentiellement entre 5 et 10 cm/s.
La vitesse superficielle du flux réactionnel dans la partie supérieure 210 doit être inférieure à la vitesse terminale de chute des plus gros granulats qui peuvent ainsi être entrainés dans le flux réactionnel. La vitesse terminale de chute caractérise la vitesse minimale à laquelle on peut soumettre un granulat pour l’entrainer dans un écoulement vertical. Cette caractéristique est bien connue de l’homme du métier et dépend de la taille des granulats, de la densité des granulats dans le flux liquide, de la densité du liquide et de la viscosité du liquide contenu dans le flux réactionnel. A titre d’exemple, pour des granulats de pneus de 1 mm, la vitesse terminale de chute dans le flux réactionnel est généralement supérieure à 1 cm/s. Afin d’éviter l’entrainement des particules de taille supérieure à 1 mm, la partie supérieure 210 est avantageusement dimensionnée de manière à ce que la vitesse superficielle du flux réactionnel dans la partie supérieure soit inférieure à 1 cm/s, préférentiellement inférieure à 0,5 cm/s.
De préférence, la charge solide est introduite dans le ciel gazeux situé dans la partie supérieure 210 de l’enceinte 1 du réacteur. Ainsi, la charge solide s’écoule par gravité dans la phase gazeuse avant de pénétrer dans la phase liquide comprenant le flux réactionnel. Avantageusement, un gaz inerte peut être introduit dans l’enceinte du réacteur avec la charge solide pour éviter tout réchauffement par convection de la charge solide approvisionné via le moyen d’introduction 2 et ce qui permet par ailleurs de faciliter l’écoulement de la charge solide dans ledit moyen d’introduction. Un moyen de purge 3 , situé au sommet de l’enceinte du réacteur, permet l’évacuation d’une quantité de fraction gazeuse adéquate.
Lors de la mise en œuvre du procédé selon l’invention, on soutire une fraction du flux réactionnel situé dans la partie supérieure 210 de l’enceinte 1 . Le soutirage est réalisé via un moyen de soutirage 6 qui permet la sortie d’au moins une fraction du flux réactionnel contenant le solvant liquide, le liquide résultant de la dissolution de la charge solide, ainsi qu’une partie de la charge solide dont la taille est de préférence inférieure à 1 mm. Au moins une partie du flux réactionnel soutiré est évacué du procédé via un moyen d’évacuation 7 situé dans la boucle de recirculation, l’autre partie du flux réactionnel est recyclé dans la partie inférieure 220 de l’enceinte 1 du réacteur via le moyen d’introduction 5 . Avantageusement, le flux réactionnel soutiré est chauffé via un échangeur de chaleur 280 avant d’être réintroduit dans l’enceinte du réacteur. Avantageusement, un appoint en solvant liquide peut être introduit dans la boucle de circulation via le moyen d’introduction 4 pour être mélangé avec le flux réactionnel soutiré avant d’être envoyé dans l’enceinte du réacteur (cf. figures 2 et 3). De manière préférée, le moyen d’introduction 4 du solvant liquide est situé en amont de l’échangeur de chaleur 280 .
Ainsi, un objectif de l’invention est de prendre en compte, dans la prédiction de l’état final d’une pièce, l’influence des étapes de fabrication qui précédent le grenaillage et, en particulier, l’usinage. Les résultats de la simulation permettent ainsi de modifier, le cas échéant, les paramètres de l’usinage pour aboutir à une pièce finale optimisée.
En outre, il est possible, sur la base de ces résultats, d’agir sur une multitude de paramètres des différentes étapes de fabrication (usinage, grenaillage…) et de minimiser le recours à des essais expérimentaux chronophages et coûteux.
À cet effet, l’invention selon un premier aspect a pour objet un procédé de détermination de la déformation et des contraintes résiduelles de pièces usinées et grenaillées, ledit procédé comprenant les étapes suivantes :
b) détermination d’un maillage initial, par éléments finis, d’un modèle d’une pièce ayant une géométrie initiale déterminée, ledit maillage initial comprenant des éléments de volume et des éléments de surface ;
c) détermination, pour chaque élément du maillage initial, d’un point d’intégration associé audit élément et, pour chaque élément de surface du maillage initial, d’un repère local associé à l’orientation dudit élément de surface ;
d) détermination, pour chaque point d’intégration d’un élément de volume, de la distance séparant ledit point d’intégration de l’élément de surface le plus proche et orientation dudit point d’intégration dans le repère local associé audit élément de surface le plus proche ;
e) détermination de contraintes résiduelles initiales associées à chaque point d’intégration, à partir de la distance déterminée à l’étape c), d’intensités prédéterminées de grenaillage et de propriétés prédéterminées d’un matériau de la pièce ;
f) détermination, à partir du maillage initial et des contraintes résiduelles initiales, de contraintes résiduelles finales et d’une géométrie finale du modèle de la pièce,
ledit procédé étant caractérisé en ce qu’il comprend en outre l’étape suivante :
a) détermination, par simulation d’usinage, d’une géométrie, d’un maillage et de contraintes résiduelles d’un modèle d’une pièce usinée à partir de propriétés prédéterminées d’un brut de forge et de paramètres prédéterminés d’usinage, adaptés pour fabriquer ladite pièce usinée à partir dudit brut de forge,