INPI-France/Brevets-Francais-2024-Chunked huggingface dataset:
La hauteur de la préforme fibreuse de l’élément de renfort 10 peut être supérieure à 3% de la hauteur totale de l’ensemble de préformes. En particulier, la hauteur de la préforme fibreuse de l’élément de renfort 10 peut être supérieure à 5% de la hauteur totale de l’ensemble de préformes, par exemple supérieure à 10% de la hauteur totale de l’ensemble de préformes. Par « hauteur de la préforme fibreuse de l’élément de renfort », on désigne la distance entre la première surface d’extrémité 11 et la portion de la deuxième surface d’extrémité 13 la plus éloignée de la première surface d’extrémité 11. La hauteur de la préforme fibreuse de l’élément de renfort 10 peut être inférieure à 50% de la hauteur totale de l’ensemble de préformes. En particulier, la hauteur de la préforme fibreuse de l’élément de renfort 10 peut être inférieure à 10% de la hauteur totale de l’ensemble de préformes. La hauteur de la préforme fibreuse de l’élément de renfort 10 peut être comprise entre 5% et 15% de la hauteur totale de l’ensemble de préformes. Ainsi, le renfort fibreux s’étendra dans l’aube finale sur une distance suffisante pour augmenter la raideur du pied, mais pas trop importante afin de limiter la masse de l’aube à obtenir.
L’ensemble de préformes fibreuses formé au moins par la préforme fibreuse de l’élément de renfort 10 et la préforme fibreuse d’aube 20 est ensuite densifié. L’ensemble de préformes fibreuses peut être disposé dans un moule d’injection présentant une cavité de moulage dont les dimensions correspondent sensiblement aux dimensions de l’aube finale à réaliser.
On peut utiliser le procédé bien connu de moulage par injection ou transfert dit « RTM » ( pour « Resin Transfert Moulding »). Conformément à ce procédé, on injecte via un ou plusieurs ports d’injection une résine, par exemple une résine thermodurcissable, dans la cavité de moulage occupée par l’ensemble de préformes. La résine utilisée peut être, par exemple, une résine époxyde de classe de température 180 °C. Les résines adaptées pour les procédés RTM sont bien connues. Elles présentent de préférence une faible viscosité pour faciliter leur injection dans les fibres. Le choix de la classe de température et/ou la nature chimique de la résine est déterminé en fonction des sollicitations thermomécaniques auxquelles doit être soumise l’aube. Une fois la résine injectée dans tout l’ensemble de préformes, on procède à sa polymérisation par traitement thermique conformément au procédé RTM. Après l'injection et la polymérisation, l'aube est démoulée. Elle peut éventuellement subir un cycle de post-cuisson pour améliorer ses caractéristiques thermomécaniques, par exemple afin d’augmenter sa température de transition vitreuse. Au final, l'aube est détourée pour enlever l'excès de résine. Des passages et des lamages peuvent usinés, notamment au niveau du pied de l’aube.
Optionnellement, un bord d’attaque peut être inséré. Une couche extérieure formant le bord d’attaque est alors placée sur l’ensemble pour réaliser l’appairage du bord d’attaque. Puis, le bord d’attaque est passé à l’autoclave pour être collé à l’ensemble.
On obtient ainsi une aube en matériau composite comprenant un élément de renfort en matériau composite dont le renfort fibreux est formé par la préforme fibreuse de l’élément de renfort 10. L’aube obtenue est de préférence en matériau composite à matrice organique. En effet, les matériaux composites à matrice organique présentent de bonnes caractéristiques mécaniques pour une masse réduite. On ne sort bien entendu pas du cadre de l’invention si l’aube est densifiée de manière bien connue par une matrice céramique, par exemple au moyen d’une barbotine.
Réacteur pour la dissolution d’une charge solide à base de matériaux thermodurcissables tels que des granulats de pneus usagés La présente invention concerne le domaine de la dissolution de charge solide à base de matériaux thermodurcissables tels que des granulats de pneus usagés. Elle concerne également le domaine de la dissolution et la conversion de pneus usagés par décomposition thermique.
Etat de la technique Les procédés de conversion par décomposition thermique des pneus usagés visent en général à produire des fractions gazeuses, liquides et solides. Le pneu est en général broyé initialement pour obtenir soit des broyats de pneus contenant encore une partie des fibres textiles ou fils métalliques contenue dans le pneu (typiquement des pièces de 1 à 10 cm) ou des granulats (de dimensions généralement inférieures à 6 mm) exempts de fibres textiles ou fils métalliques. Il est possible de faire réagir ces charges ainsi préparées en les exposant à la température pour décomposer le pneu usagé et récupérer une fraction gazeuse, une fraction liquide et une fraction solide. Pour arriver à décomposer le pneu, il faut en général exposer le pneu à une température assez élevée, généralement comprise entre 300°C et 900°C pendant des temps de réactions allant de 30 minutes à plusieurs heures.
Il existe de nombreuses technologies de mises en œuvre de ces réactions. On peut par exemple soumettre les pneus à de hautes températures dans des fours tournants (Lewandowski et al., Journal of Analytical and Applied Pyrolysis, 140, 2019, 25-53), ou dans des lits mobiles (EP2661475). Ces technologies sont robustes mais nécessitent en général de travailler à des températures assez élevées, généralement en moyenne au-delà de 500°C. Dans ces procédés, le noir de carbone, présent en général dans la charge à hauteur de 25-40% en poids et constitué à l’origine de très fines particules / agglomérats sub-micrométriques ou micrométriques, tend à s’agglomérer en présence de la gomme décomposée qui forme un coke liant ces structures à différentes échelles, le solide sortant souvent du réacteur sous la forme de blocs de plusieurs millimètres / centimètres qu’il faut alors broyer finement afin de réutiliser ce solide en tant que noir de carbone, ce qui requiert une dépense énergétique importante. Dans ces procédés, les conditions de température sont élevées et on trouve dans le réacteur essentiellement des fractions gazeuses et solides. Les liquides produits résultent alors de la condensation des produits gazeux en aval du réacteur. Ces conditions de température élevée tendent par ailleurs à favoriser les réactions de polycondensation et de cokage pour former des structures polyaromatiques à partir de réactions de cyclisation impliquant les structures aromatiques et oléfiniques présentes (M.F. Laresgoiti, B.M. Caballero, I. de Marco, A. Torres, M.A. Cabrero, M.J. Chomón. J. Anal. Appl. Pyrolysis 71 (2004) 917–934) ou du coke. Plus la température est élevée, et plus les teneurs en structures polyaromatiques formées et en coke formé augmentent. Or, si les molécules aromatiques sont d’une part de bons solvants et trouvent d’autre part de nombreuses applications, notamment comme bases pétrochimiques, les structures polyaromatiques par contre sont préjudiciables à la qualité du liquide formé et très difficile à raffiner ou à convertir. Elles sont de plus des précurseurs de coke. Il y a donc intérêt à essayer de limiter au maximum les réactions de polycondensation pour produire un minimum de structures polyaromatiques en préservant les structures mono-aromatiques présentes.
Conformément à l'invention, le procédé de préparation selon l'invention comprend une étape d) de remise en suspension du gâteau de boehmite obtenu à l’issu de l’étape c) par mise en contact dudit gateau de boehmite avec une eau ayant une teneur en acide comprise entre 0 et 10%, de préférence entre 0,5 et 6%, de manière préférée entre 3 et 6% poids par rapport au poids total de boehmite exprimé en équivalent Al 2 O 3 , pour obtenir une suspension de boehmite acidifiée.
Dans un premier mode de réalisation, le gâteau de boehmite obtenu à l’issue de l’étape c) de filtration, est avantageusement séché par atomisation pour obtenir une poudre.
Dans ce cas, la suspension de boehmite acidifiée est préparée à partir de poudre atomisée.
Le séchage par atomisation est avantageusement réalisé selon les techniques connues de l’Homme du métier.
Dans les procédés de séchage par atomisation, les sécheurs sont généralement composés d’une chambre de séchage cylindro-conique se présentant généralement sous la forme d’une tour verticale. Le produit liquide à traiter (solution colloïdale ou suspension) est acheminé jusqu’à la chambre de séchage au moyen d’un circuit d’alimentation dédié. A l’entrée de la chambre, le produit est introduit puis pulvérisé sous la forme d’un nuage de fines gouttelettes au moyen d’un dispositif de pulvérisation (« atomisation » réalisée selon les méthodes connues de l’homme du métier c’est à dire par buses hydrauliques, ou pneumatiques ou par turbine centrifuge). Au sein de la chambre de séchage, les gouttelettes de produit sont instantanément mises en contact avec un flux de gaz chaud, généralement de l’air, ce qui permet d’induire l’évaporation du solvant, l’eau, et de générer le séchage progressif du produit pour former des particules ou granules solides. Durant ce séchage, à pression atmosphérique les températures du gaz chaud sont comprises en général entre 120°C et 900°C (de préférence autour de 300°C). On citera également les sécheurs à lit fluidisé, les sécheurs à cylindre tournant ou à tube rotatif, les sécheurs tunnels ou à bandes, les sécheurs flash ou spin-flash, et les étuves ou sécheurs à lit fixes. Pour les pâtes ou les gâteaux on citera les sécheurs cylindres permettant de sécher un gâteau ou une suspension.
De façon optionnelle, on peut ajuster la densité de la poudre de boehmite finale par ajout d’acide au cours de l’étape de séchage par atomisation. Ladite étape peut être réalisée avec un taux d'acide total, exprimé en pourcentage poids par rapport au poids de boehmite séchée exprimé en équivalent Al 2 O 3 compris entre 0 et 10% et de préférence entre 0,5 et 4%.
Dans le premier mode de réalisation, la poudre obtenue est mise en contact avec de l’eau ayant une teneur en acide comprise entre 0 et 10%, de préférence entre 0,5 et 6%, de manière préférée entre 3 et 6% poids par rapport au poids total de boehmite exprimé en équivalent Al 2 O 3 , pour obtenir une suspension de boehmite acidifée. La quantité d’eau est avantageusement ajoutée de manière à obtenir une teneur en solide sec dans la suspension comprise entre 10 et 40% poids et de préférence entre 15 et 25% poids d’alumine Al 2 O 3 .
De préférence, l’acide est choisi parmi l’acide nitrique et les acides carboxyliques choisis de préférence parmi l’acide acétique, l’acide citrique et l’acide butyrique et de préférence l’acide nitrique.
La mise en contact de la poudre de boehmite avec l’eau éventuellement acidifiée permet la peptisation de la boehmite et la formation d’un gel de boehmite dont la viscosité augmente.
Lorsque la viscosité atteint un minimum de 100mPa s et de préférence, 200mPa s, le gel formé peut être mis en forme par coagulation chimique.
Dans un deuxième mode de réalisation, le gâteau de boehmite obtenu à l’issue de l’étape c) de filtration, ne subit pas d’étape de séchage.
Dans ce cas, la suspension est préparée à partir du gâteau de filtration.
Dans ce mode, l’étape d) de remise en suspension du gâteau de boehmite obtenu à l’issue de l’étape c) est réalisée par mise en contact dudit gâteau avec une eau ayant une teneur en acide comprise entre 0 et 10%, de préférence entre 0,5 et 6%, de manière préférée entre 3 et 6% poids par rapport au poids total de l’eau ajoutée, pour obtenir une suspension.
La quantité d’eau éventuellement acidifiée est avantageusement ajoutée de manière à obtenir une teneur en solide sec dans la suspension comprise entre 10 et 40% poids et de préférence entre 15 et 25% poids d’alumine Al 2 O 3 .
Les poudres de polyamide A et B présentent une viscosité inhérente telle que leur écart reste modéré, de sorte à éviter des inhomogénéités dans les pièces frittées. Ainsi, selon l’invention, ces poudres de polyamide présentent un écart de la viscosité inhérente qui en valeur absolue n’excède pas 0,6, en particulier 0,5, encore préféré 0,4 et tout particulièrement 0,3. De préférence, l’écart de viscosité inhérente en valeur absolue est compris de 0 à 0,6, et en particulier 0,05 à 0,5, et tout particulièrement 0,1 à 0,3.
Par ailleurs, selon l’invention, ces poudres de polyamide présentent une viscosité inhérente d’au moins 0,8, préférentiellement d’au moins 1 et de manière davantage préférée d’au moins 1.2. Selon l’invention, ces poudres de polyamide présentent une viscosité inhérente d’au plus 2,8, préférentiellement d’au plus 2.5.
Ces gammes de viscosité sont particulièrement avantageuses et permettent d’obtenir un bon compromis pour avoir à la fois de bonnes propriétés de coalescence lors du frittage (viscosité suffisamment faible) et de bonnes propriétés mécaniques de l’objet fritté (viscosité suffisamment élevée).
Selon l’invention, la composition de poudres de polyamide présente par ailleurs une granulométrie spécifique, caractérisée notamment par son span.
En effet, la distribution granulométrique de la poudre de polyamide peut avoir un impact sensible sur les performances en fabrication additive par frittage, et notamment sur la rugosité.
Ainsi, selon l’invention, les poudres de polyamide présentent un span, tel que défini ci-dessus, compris entre 0,4 et 1,20, et en particulier entre 0,6 et 1,10, notamment entre 0,8 et 1,0.
Selon un mode de réalisation, le diamètre en volume Dv10 des poudres de polyamide dans la composition est de préférence supérieur à 15 µm. Selon certains modes de réalisation, la poudre de polyamide présente un diamètre en volume Dv10 compris entre 15 à 50 µm, ou entre 25 et 45 µm ou entre 30 et 40 µm.
Selon un mode de réalisation, le diamètre en volume Dv50 de la poudre est de préférence compris entre 30 et 60 µm. Selon certains modes de réalisation, la poudre de polyamide présente un diamètre en volume Dv50 compris entre 35 à 55 µm, ou entre 40 et 50 µm.
Selon un mode de réalisation, la poudre de polyamide présente un diamètre en volume Dv90 inférieur à 120 µm, en particulier inférieur à 100 µm, et tout particulièrement inférieur à 90 µm. Selon certains modes de réalisation, la poudre de polyamide présente un diamètre en volume Dv90 compris entre 40 à 120 µm, ou entre 45 et 100 µm, ou entre 50 et 80 µm.
Enfin, la poudre de polyamide de l’invention présente avantageusement un diamètre moyen en volume Dv inférieur à 55 µm. Selon certains modes de réalisation, la poudre de polyamide présente un diamètre moyen en volume Dv compris entre 30 à 55 µm, en particulier entre 35 et 50 µm et tout particulièrement entre 40 et 45 µm.
Le polyamide peut notamment être choisi parmi les polyamides aliphatiques, les polyamides semi-cristallins et leurs copolymères et mélanges.
On peut mentionner notamment les polyamides aliphatiques tels que le PA 6, PA 66, PA613, PA1010, PA 1012, PA 11, PA 12 et leurs copolymères, et les polyamides semi-aromatiques tels que le PA 11/10T par exemple.
Avantageusement, la composition comprend 20 à 80%, de préférence 25 à 70% en poids et tout particulièrement 30 à 60% en poids de poudre de polyamide A. Selon certains modes de réalisation, la composition de poudres de polyamide comprend 10 à 20%, ou 20 à 30%, ou 30 à 40%, ou 40 à 50%, ou 50 à 60%, ou 60 à 70%, ou 70 à 80%, ou 80 à 90% en poids de poudre de polyamide A par rapport au poids total de la composition de poudres de polyamide.
Avantageusement, la composition comprend 20 à 80%, de préférence 25 à 70% en poids et tout particulièrement 30 à 60% en poids de poudre de polyamide B. Selon certains modes de réalisation, la composition de poudres de polyamide comprend 10 à 20%, ou 20 à 30%, ou 30 à 40%, ou 40 à 50%, ou 50 à 60%, ou 60 à 70%, ou 70 à 80%, ou 80 à 90% en poids de poudre de polyamide B par rapport au poids total de la composition de poudres de polyamide.
De préférence, la composition de poudres de polyamide ne comporte pas d’autre polyamide.
Le reste de la composition peut être constitué d’autres composés, notamment de charges et/ou d’additifs. La composition de poudres de polyamide peut notamment comprendre en addition des poudres de polyamides A et B en outre 0 à40% en poids d’un ou plusieurs additifs et charges habituels.
Pour chaque température de construction testée, la déformation a été mesurée pour chacune des 5 pièces construites à ladite température de construction, et la déformation finale est la moyenne des cinq mesures retenues (cela permet de prendre en compte les variations de température à la surface du lit de poudre).
Il a été considéré qu’une distance inférieure ou égale à 2 mm permet de répondre aux besoins géométriques des objets 3D et correspond donc à un phénomène de curling peu marqué.
La limite inférieure de la fenêtre de travail correspond à la plus basse température de la chambre de construction pour laquelle une distance inférieure ou égale à 2 mm a été obtenue en tant que déformation finale.
La facilité ou difficulté de nettoyage des pièces comprenant 10 trous de tailles différentes a été évaluée à l’aide d’une soufflette à air comprimé sans sablage. Plus le nombre de trous débouchés de la pièce à l’aide de la soufflette est important, plus le nettoyage sera facile. Une note sur 10 a été attribuée en fonction du nombre de trous débouchés. Par exemple, une note de 10/10 est attribuée aux poudres pour lesquelles les 10 trous ont été débouchés, et qui donc auront le plus de facilité à être nettoyer. A l’inverse, une note de 0/10 est attribuée aux poudres pour lesquelles aucun trou n’a été débouché, et donc qui s’agglomèrent fortement et qui seront le plus difficile à nettoyer (induisant un temps plus long de nettoyage et pouvant conduire à la dégradation de certains éléments fins et/ou fragiles des pièces 3D construites).
Pour chaque température de construction testée, une note a été attribuée à chacune des deux pièces construites à ladite température de construction, et la note finale est la moyenne des deux notes obtenues (cela permet de prendre en compte les variations de température à la surface du lit de poudre).
Il a été considéré qu’une note supérieure ou égale à 8/10 permet de conserver une facilité de nettoyage satisfaisante et correspond donc à un phénomène de caking peu marqué.
La limite supérieure de la fenêtre de travail correspond à la plus haute température de la chambre de construction pour laquelle une note supérieure ou égale à 8/10 a été obtenue.
Préparation de poudre de polyamide Les procédés de préparation de poudre décrits ci-dessous ont été reproduits jusqu’à l’obtention d’une quantité de poudre suffisante pour déterminer la fenêtre de travail.
Exemple 1 (comparatif) : Préparation de poudre de PA 12
Cet exemple comparatif est similaire à l’exemple 4 du document EP 1571173.
On introduit dans le réacteur maintenu sous azote 2800 mL de solvant (coupe d’hydrocarbures paraffiniques dont la plage d’ébullition est comprise entre 145 et 160°C), puis successivement 899 g de lauryllactame sec, 4,95 g d'EBS et 0,36 g de silice finement divisée et déshydratée. Après avoir mis en route l'agitation à 300 tr/min, on chauffe progressivement jusqu'à 110°C, puis on distille sous vide 290 mL de solvant afin d'entraîner par azéotropie toute trace d'eau qui pourrait être présente.
Après retour à la pression atmosphérique, on introduit alors rapidement sous azote le catalyseur anionique, 1,79 g d'hydrure de sodium à 60 % en poids de pureté dans de l'huile, et on augmente l'agitation à 400 tr/min, sous azote à 110°C pendant 30 minutes. Ensuite, on ramène la température à 100,5°C et à l’aide d’une petite pompe doseuse, on réalise une injection continue dans le milieu réactionnel de l'activateur isocyanate de stéaryle, selon le programme suivant : 3,6 g d'isocyanate de stéaryle pendant 60 minutes, puis 5,9 g d'isocyanate de stéaryle pendant 132 minutes.
Parallèlement, la température est maintenue à 100,5°C pendant les 60 premières minutes puis montée à 120°C en 30 minutes et maintenue à 120°C jusqu’à 2 heures après la fin d'introduction de l'isocyanate de stéaryle.
La polymérisation est alors terminée, le milieu réactionnel est refroidi à 80°C, puis la poudre est séparée par décantation et séchée.
Les particules de poudre de PA 12 obtenues ont un diamètre moyen en volume de 55 μm, une viscosité inhérente de 1,48 (g/100 g) -1 , une température de fusion de 183°C et une température de cristallisation de 135°C.
La fenêtre de travail a été évaluée comme indiqué ci-dessus. Elle est de 168°C, la construction modèle n’ayant été possible qu’à cette température.
Il est connu d’utiliser une installation de transfert d’une puissance entre un corps haute pression et un corps basse pression d’une turbomachine d’un aéronef, comportant : un réseau électrique conçu pour présenter une tension continue ; un premier système électromécanique connecté au réseau électrique et couplé au corps haute pression ; et un deuxième système électromécanique connecté au réseau électrique et couplé au corps basse pression.
La puissance peut être transférée sélectivement dans un sens et dans l’autre au sein de l’installation de transfert de puissance, au travers du réseau électrique, appelé réseau électrique de transfert. En revanche, le réseau électrique de transfert peut être en outre utilisé pour alimenter un réseau électrique non propulsif de l’aéronef. Dans ce cas, l’installation de transfert de puissance fournit la puissance électrique demandée par le réseau électrique non propulsif, et il s’agit d’un transfert de puissance unidirectionnel.
Il convient alors d’éviter des situations de dysfonctionnement correspondant à un transfert de puissance inadapté ou bien à un déséquilibre entre la puissance électrique générée par le réseau électrique de transfert et la puissance consommée par les charges du réseau électrique non propulsif de l’aéronef, car cela peut conduire à déstabiliser le réseau électrique, jusqu’à le faire « chuter ». La vitesse de déstabilisation du réseau électrique de transfert de puissance est d’autant plus élevée que la puissance transférée entre les deux systèmes électromécaniques ou bien vers les charges électriques non propulsives de l’aéronef est importante.
Pour éviter une telle déstabilisation du réseau électrique de transfert de puissance, ce dernier peut être connecté à des batteries qui vont permettre de fournir ou d’absorber de la puissance au/du réseau électrique, lorsqu’il y a un déséquilibre entre la puissance fournie par la génératrice et la puissance consommée par les charges. Cela amène des problématiques d’intégration de telles batteries dans l’environnement moteur, et ajoute nécessairement de la masse.
Il peut ainsi être souhaité de prévoir une installation de transfert de puissance qui permette de s’affranchir d’au moins une partie des problèmes et contraintes précités.
A cet effet, l'invention est le résultat des recherches technologiques visant à améliorer de manière très significative les performances des avions et, en ce sens, contribue à la réduction de l’impact environnemental des avions. Pour cela, il est donc proposé une installation de transfert d’une puissance entre un corps haute pression et un corps basse pression d’une turbomachine d’un aéronef, comportant : un réseau électrique conçu pour présenter une tension continue ; un premier système électromécanique connecté au réseau électrique et couplé au corps haute pression ; et un deuxième système électromécanique connecté au réseau électrique et couplé au corps basse pression ; caractérisée en ce qu’elle comporte en outre : un système de contrôle conçu pour contrôler au moins l’un parmi les premier et deuxième systèmes électromécaniques afin de réguler la puissance transférée et pour contrôler au moins l’autre parmi les premier et deuxième systèmes électromécaniques afin de réguler la tension continue.
Ainsi, grâce à l’invention, la tension continue du réseau électrique est régulée afin de rester dans les limites opérationnelles des systèmes électromécaniques, sans nécessiter de batterie de grande capacité et tout en assurant le transfert de la puissance souhaitée.