INPI-France/Brevets-Francais-2024-Chunked huggingface dataset:
La quantité de chacun des additifs introduite dans le mélange est avantageusement choisie pour ne pas impacter négativement le processus de moussage visé à l’étape b/ du procédé. Il est du ressort de l’homme du métier de savoir déterminer cette quantité pour chaque additif particulier donné.
Pour réaliser un couplage optimal d’une machine synchrone, il faut : - l’entraîner à une vitesse fixe et avec un moteur auxiliaire ; - l’exciter pour produire des forces électromagnétiques motrices égales aux tensions du réseau ; - la coupler quand les forces électromagnétiques motrices et les tensions correspondantes du réseau sont en phase.
Les systèmes existants s’appuient ainsi sur un couplage par statisme c’est-à-dire que tout moteur thermique (ou turbine à vapeur ou hydraulique) est muni d’un régulateur centrifuge qui agit sur l’admission de carburant dans les cylindres (ou de vapeur ou d’eau sur les aubes de la turbine) afin de maintenir constante la vitesse de rotation. Par son principe même, le régulateur ne modifie la position de la vanne d’admission que s’il y a variation de vitesse de la machine.
Le principe de statisme (avec variation de la fréquence) est utilisé aujourd’hui par la plupart des fabricants pour limiter la puissance photovoltaïque produite, si nécessaire, en fonction de l’appel au groupe électrogène à machine tournante.
Cette approche conduit souvent à des conflits de temporalité entre les groupes et la centrale photovoltaïque (lié à la météo ou à la cyclicité diurne).
Il est, de plus, exigeant pour les groupes électrogènes, car il oblige à des arrêts et redémarrages rapides, conduisant à des appels de charge qui ne sont pas compatibles avec des groupes électrogènes sans boîte de vitesse. Enfin, la gestion du facteur de puissance engendre un retour de charge réactive vers les dispositifs à induction.
Les domaines techniques dans lesquels classer l’invention sont les systèmes de coproduction photovoltaïque et groupe électrogène ayant pour but de coordonner leurs usages sans nécessiter de savoir-faire en haute tension pour un déploiement rapide sur un site isolé ou sur une infrastructure existante permettant de combiner aux centrales photovoltaïques des groupes électrogènes thermiques de production ou de secours.
L’invention est applicable en priorité au domaine militaire, bases vies, site de montagnes, site isolé et insulaires, hôpitaux de campagne, mais aussi au domaine civil sur des groupes de secours associé à une infrastructure photovoltaïque (tertiaire, résidentiel, industriel).
L’alimentation énergétique sur site isolé répond à un besoin grandissant chez les industriels connectés ou déconnectés du réseau ainsi que sur les sites isolés recevant du public. La résilience de ces installations est un facteur clé.
Les avantages de l’invention comportent : - une stabilité de réseau basse tension ou haute tension améliorée, - une réduction de la charge réactive sur le réseau de distribution ou de transport, - une baisse des consommations de diesel, - une baisse du vieillissement du groupe diesel, car ce dernier est moins sollicité et moins impacté par des appels de charges active ou réactive, - une baisse du facteur de décharge d’une batterie, - une architecture de production d’énergie plus sure et plus résiliente, - une durée de déploiement et de repli diminuée, et - une durée d’étude préalable réduite.
Brève description des figures D’autres avantages, buts et caractéristiques particulières de l’invention ressortiront de la description non limitative qui suit d’au moins un mode de réalisation particulier du procédé et du dispositif objets de la présente invention, en regard des dessins annexés, dans lesquels : est un schéma-bloc d’un dispositif objet de l’invention, représente la constitution d’un premier container dans un mode de réalisation particulier du dispositif objet de l’invention, représente la constitution d’un deuxième container dans un mode de réalisation particulier du dispositif objet de l’invention et représente, en vue de dessus, une installation type mettant en œuvre le dispositif objet de la présente invention.
L’extrusion de la mousse formée à l’étape b/ du procédé, en immersion dans la première solution aqueuse de gélification, peut être réalisée par tout module d’extrusion classique en lui-même, pourvu d’une ou plusieurs, par exemple 8 à 10, buses d’extrusion de forme souhaitée. Les sections internes des différentes buses mises en œuvre peuvent être identiques ou être différentes les unes des autres, notamment en termes de forme et/ou dimensions, de sorte à former simultanément des corps solides de formes et/ou dimensions différentes. A titre d’exemple, dans les modes de mise en œuvre particuliers de l‘invention visant à la formation de corps solides sous forme de billes, les buses d’extrusion sont de section interne circulaire.
L’extrusion est de préférence réalisée en continu.
L’alimentation des différentes buses d’extrusion peut s’effectuer de manière homogène, c’est-à-dire avec un même débit. Alternativement, il est possible d’utiliser des flux d’alimentation différents, afin de générer simultanément des corps solides de tailles différentes.
Dans des modes de mise en œuvre particulièrement préférés de l’invention, la première solution aqueuse de gélification est contenue dans un réacteur comportant une zone inférieure et une zone supérieure opposée, et l’extrusion de la mousse en immersion dans la première solution aqueuse de gélification est réalisée dans la zone inférieure du réacteur, de préférence à travers une partie inférieure de la paroi périphérique de ce dernier.
La découpe de fractions de mousse, au fur et à mesure de l’entrée de cette dernière dans le réacteur, peut être réalisée par tout moyen. A titre d’exemple, elle peut être réalisée au moyen d’un organe de découpe comportant au moins une, c’est-à-dire une ou plusieurs, arête(s) tranchante(s), tel qu’un couteau, immergé dans la première solution aqueuse de gélification, chacune desdites arêtes tranchantes étant opérable en rotation parallèlement à la partie inférieure de la paroi périphérique du réacteur au niveau de laquelle la mousse est introduite. La vitesse de rotation de chaque arête tranchante est alors de préférence comprise entre 200 et 500 tr/min.
La distance entre la partie de la paroi du réacteur au niveau de laquelle la mousse est introduite dans ce dernier, et l’arête tranchante, est de préférence la plus faible possible, préférentiellement inférieure à 1 mm, par exemple comprise entre 0,1 et 0,5 mm, afin d’assurer que l’arête tranchante se trouve le plus près possible de la paroi du réacteur, sans toutefois la toucher.
La vitesse de rotation de l’arête tranchante et le débit d’introduction de la mousse dans la première solution aqueuse de gélification conditionnent ensemble la taille des fractions de mousse découpées. Ainsi, dans des modes de mise en œuvre particuliers de l’invention, dans l’étape c/, la vitesse de rotation de l’arête tranchante et le débit d’extrusion sont choisis pour former des fractions de mousse présentant une dimension comprise entre 1 et 25 mm, les autres dimensions étant définies par les dimensions de la section interne de la ou des buse(s) d’extrusion. Cette dimension des fractions de mousse déterminée par la vitesse de rotation de l’arête tranchante et le débit d’extrusion est de préférence la plus grande dimension des fractions de mousse formées.
Dans des modes de mise en œuvre particuliers de l’invention, les fractions de mousse découpées dans la première solution aqueuse de gélification présentent une forme sensiblement cylindrique.
Les fractions de mousse ainsi découpées remontent spontanément vers la surface de la première solution aqueuse de gélification, du fait de leur faible densité liée à leur structure très aérée. Durant leur déplacement au sein de cette solution, la gélification de l’alginate se produit, et, dans le même temps, les fractions sont spontanément mises en forme sous l’effet de la pression homogène exercée sur leur surface par le liquide, ainsi que sous l’effet du phénomène de relaxation du polymère d’alginate, de la tension de surface au niveau des fractions et de la pression osmotique. Cette mise en forme est d’autant plus importante que le temps de séjour des fractions de mousse dans la solution est plus long.
Dans des modes de mise en œuvre particuliers de l’invention, rallongeant avantageusement ce temps de séjour, les fractions de mousse formées à l’étape c/ sont extraites du réacteur depuis la zone supérieure de ce dernier, de préférence au niveau de la surface du milieu liquide qu’il contient, pour être transférées dans un module de maturation pour la mise en œuvre de l’étape d/ maturation de la mousse formant ces fractions.
Dans la configuration particulière dans laquelle les fractions de mousse découpées présentent une forme sensiblement cylindrique, selon leur taille, leur structuration peut se produire vers une forme sensiblement sphérique, pour former des billes de mousse expansée à base d’alginate.
L’étape d/ de maturation de la mousse formant les fractions est réalisée dans une deuxième solution aqueuse de gélification d’alginate, de sorte à permettre une gélification complète de la matière et l’obtention de corps solides.
La deuxième solution aqueuse de gélification d’alginate peut répondre à l’une ou plusieurs des caractéristiques décrites ci-avant en référence à la première solution aqueuse de gélification d’alginate.
La deuxième solution aqueuse de gélification peut ainsi contenir, dans l’eau, un ou plusieurs cations multivalents, par exemple un ou plusieurs cations trivalents et/ou un ou plusieurs cations divalents. Au titre de cations divalents pouvant être mis en œuvre selon l’invention, on peut notamment citer le calcium et le magnésium. Elle peut autrement être une solution acide, de pH inférieur ou égal à 3.
La deuxième solution aqueuse de gélification peut être identique à la première solution aqueuse de gélification d’alginate, ou différente. Elle est préférentiellement identique.
Ainsi, la deuxième solution aqueuse de gélification d’alginate est de préférence une solution de gélification ionotropique, formée à base d’un cation divalent, préférentiellement le calcium. Une telle caractéristique s’avère notamment avantageuse en ce qu’elle offre la possibilité ultérieure de resolubiliser le matériau formant les corps solides, par exemple par échange calcium / sodium, résultant en l’obtention de l’alginate sous forme de sel de sodium, soluble dans l’eau. L’alginate de sodium ainsi reformé peut être utilisé en tant que produit de départ pour le procédé selon l’invention, seul ou en mélange avec de l’alginate de sodium non recyclé.
Le mélange obtenu est introduit dans un moule rectangulaire et soumis à une pression de 1 bar jusqu’à obtenir une compression d’un facteur 2. Le bloc comprimé est séché en étuve à une température de 60 °C durant 12 h.
On obtient une plaque de dimensions 12,5 × 12,5 × 3 cm³ et de masse volumique 70 g/cm³ (masse 33 g).
La plaque de billes de mousse ainsi produite a été testée pour ses propriétés en matière de retard de flamme.
L’essai a été réalisé selon le norme ISO 5660 à l’aide d’un cône calorimètre (Fire Testing Technology). La plaque préparée ci-dessus (épaisseur de 3 cm, masse volumique 70 g/cm 3 ) a été disposée sur le porte-échantillon (porte-échantillon standard, de côté 10 cm ; masse : 22 g). 75 kW/m² d’irradiance ont été appliqués. L’ignition est dite pilotée et l’essai a duré 585 s.
Ce test a permis d’enregistrer un temps d’ignition de 190 s pour provoquer l’ignition du matériau. L’extinction a eu lieu à 305 s, la durée d’inflammation a donc été de 115 s seulement. Le débit calorifique maximum (pHRR, pour l’anglais peak Heat Release Rate) a atteint 46 kW/m 2 durant la phase d’inflammation. Après 250 s, la chaleur total libérée (THR, pour l’anglais Total Heat release) a atteint 5,9 MJ/m 2 , soit 2,4 kJ/g de mousse, et l’énergie de combustion était de 4 kJ/g.
En dehors de la période d’inflammation, le débit calorifique s’est maintenu à un niveau très faible mais non négligeable et décroissant ( 2 ). Cela est dû à la thermo-oxydation lente (sans flamme) du matériau et du char produit lors de la pyrolyse.
Après 585 s (fin de l’essai), le résidu a atteint 31 %, le front de pyrolyse n’a pas atteint le bas de l’échantillon. Le THR (à 585 s) a atteint 10,7 MJ/m 2 soit 4,3 kJ/g de mousse. L’énergie de combustion correspondante était de 6,2 kJ/g. Sa tendance à augmenter est due au fait que l’oxydation du char, composé polyaromatique, libère davantage d’énergie.
Toutes ces valeurs restent cependant très faibles et correspondent à une excellente réaction au feu.
Composition de caoutchouc Le domaine de l'invention est celui des compositions de caoutchouc pour produits en caoutchouc, en particulier des compositions de caoutchouc comprenant du caoutchouc butyle.
Dans le domaine de fabrication des compositions de caoutchouc, l'homme du métier sait qu'il est important de permettre une réticulation des compositions de caoutchouc dans des temps industriellement acceptables, tout en préservant un délai minimum de sécurité (" temps de grillage ") au cours duquel les compositions peuvent être mises en forme sans risque de réticulation prématurée (" grillage ").
Un objectif constant des fabricants de produits en caoutchouc est de garantir un temps de grillage suffisant tout en maintenant le temps de réticulation. Il s'avère que de trouver un bon équilibre entre ces deux propriétés n'est pas aisé car l'amélioration du temps de grillage entraîne souvent l'augmentation du temps de réticulation.
Dans cette recherche, le document de brevet JP2004-018682A1 a proposé par le passé d'associer à un élastomère diénique, la combinaison d'un sel de cobalt d'un acide carboxylique aliphatique ou alicyclique et d'un carboxylate aromatique. Il a ainsi été fait le constat que lorsqu'un sel de cobalt d'acide carboxylique aliphatique et un benzoate sont utilisés en combinaison avec un élastomère diénique, le temps de grillage est prolongé alors que le temps de vulcanisation est raccourci.
Les fabricants d'articles de caoutchouc cherchent toujours des solutions pour améliorer les propriétés de cuisson de leurs compositions de caoutchouc ou de décaler leur équilibre. Donc, il existe toujours un besoin de disposer de compositions de caoutchouc qui présentent un temps de grillage amélioré tout en maintenant le temps de réticulation dans une fourchette industriellement acceptable.
Poursuivant ses recherches, la Demanderesse a trouvé une composition de caoutchouc qui permet de répondre à ce besoin. Tout particulièrement, la Demanderesse a trouvé une composition de caoutchouc qui présente un temps de grillage significativement plus long tout en maintenant un temps de réticulation acceptable sur le plan de la productivité industrielle par rapport à une composition de caoutchouc témoin.
Ainsi, un premier objet de l’invention est une composition de caoutchouc à base d’au moins :
Lorsqu’elles sont mises en œuvre, les fibres sont par exemple introduites dans le mélange dans une quantité inférieure ou égale à 10 % en poids par rapport au poids total d’ingrédients introduits dans le véhicule aqueux.
Ces fibres sont préférentiellement d’origine naturelle, notamment de type cellulosiques, telles que les fibres de chanvre, de coton, de coco, de lin, etc., ou encore de soie.
Préférentiellement, les fibres incorporées dans le mélange présentent une longueur inférieure ou égale à 1 mm, de préférence comprise entre 100 et 300 µm, par exemple environ égale à 200 µm. L’incorporation de telles fibres dans le mélange permet avantageusement d’augmenter la densité des corps solides formés, et d’améliorer leurs performances de résistance mécanique.
La ou les charge(s) peuvent quant à elles être choisies parmi les charbons actifs, les argiles, la silice, le dioxyde de titane, le liège, les écorces végétales, ou l’un quelconque de leurs mélanges. La quantité totale de charges incorporées dans le mélange est de préférence inférieure ou égale à 2 % en poids par rapport au poids total d’ingrédients introduits dans le véhicule aqueux.
Dans des modes de mise en œuvre particuliers de l’invention, le mélange formé à l’étape a/ du procédé contient, dans le véhicule aqueux, en poids par rapport au poids total d’ingrédients introduits dans le véhicule aqueux : - 80 à 99 %, en particulier 90 à 99 % de sel(s) monovalent(s) d’alginate, - 0,1 à 0,6 %, en particulier 0,2 à 0,4 %, d’agent(s) tensioactif(s), - 0,2 à 2 %, en particulier 0,5 à 1,5 %, de stabilisateur(s) d’émulsion, - 0 à 10 % de fibres, - et 0 à 2 % de charge(s).
Un exemple de mélange formé conformément à l’invention contient, dans 4000 g d’eau : 0,4 g d’agent tensioactif, 0,6 g de stabilisateur d’émulsion, notamment d’alcool polyvinylique, et 60 g d’alginate de sodium.
L’étape a/ de mélange peut être réalisée au moyen de tout mélangeur classique en lui-même.
L’étape b/ de moussage du mélange formé à l’étape a/ peut être réalisée dans tout module de moussage classique en lui-même, par exemple dans un foisonneur permettant de réaliser, de préférence en continu, l’aération et l’émulsification du mélange. Ce module de moussage peut par exemple être du type à axe rotatif horizontal, tel que l’aérateur Mondomix VL de la société Buhler, ou à axe rotatif vertical tel que le mélangeur Shuffle-Mix de la société Ageniaa. La vitesse de rotation de l’axe rotatif sur lui-même dans ce module est de préférence comprise entre 600 et 1000 tr/min.
Préférentiellement, le mélange formé à l’étape a/ est introduit en continu dans le module de moussage, selon un débit pouvant par exemple être compris entre 1,5 et 4 l/h dans des modes de mise en œuvre dans lesquels il est visé d’alimenter une dizaine de buses d’extrusion pour la réalisation de l’étape c/ du procédé, et la mousse formée en est également prélevée en continu, pour la réalisation de cette étape c/.
Le débit de gaz introduit dans le mélange à cette étape b/ peut quant à lui par exemple être compris entre 20 et 50 ml/min pour les mêmes conditions opératoires d’alimentation d’une dizaine de buses d’extrusion pour la réalisation de l’étape c/.
Ce gaz est préférentiellement l’air.
L’étape c/ du procédé selon l’invention comprend l’extrusion de mousse formée à l’étape c/, directement en immersion dans une première solution aqueuse de gélification d’alginate.
Cette première solution aqueuse de gélification d’alginate peut être une solution acide, préférentiellement de pH inférieur ou égal à 3, de sorte à assurer une gélification de l’alginate.
Elle peut autrement être du type apte à provoquer une gélification ionotropique de l’alginate, résultant en la formation d’un hydrogel physique, par formation au sein des chaînes polymères d’alginate d’interactions inter-chaînes en impliquant les résidus mannuroniques et les résidus guluroniques constitutifs de l’alginate. Elle peut alors présenter toute composition classique en elle-même. La première solution aqueuse de gélification peut ainsi contenir, dans l’eau, un ou plusieurs cations multivalents, par exemple un ou plusieurs cations trivalents et/ou un ou plusieurs cations divalents. Au titre de cations divalents pouvant être mis en œuvre selon l’invention, on peut notamment citer le calcium et le magnésium.
Le calcium, particulièrement préféré dans le cadre de l’invention, peut être introduit dans la première solution aqueuse de gélification sous forme de sel le contenant avec tout contre-ion, notamment sous forme de chlorure, carbonate, sulfate, citrate, fluorure, glycérophosphate, hydroxyde, oxalate, phosphate, saccharate, succinate, sulfite ou tartrate. La concentration en sel de calcium dans la première solution aqueuse de gélification est de préférence comprise entre 3 et 10 g/l. Une concentration dans une telle plage assure une gélification optimale de l’alginate formant la mousse.
Lorsque la première solution aqueuse de gélification est formée à base de cation(s) multivalent(s), son pH est en outre de préférence compris entre 4 et 7.
En outre, en les éloignant du fond du caisson (10), les lanières ont moins tendance à être aspirées à proximité de l’ouverture (22’) dans la paroi arrière du caisson (10), lorsque l’aspiration est réalisée au moins partiellement à ce niveau.
Dans le premier cas, les lanières (16) sont suffisamment longues pour constituer une barrière entre l’ouverture d’aspiration (22’) de la paroi arrière ou supérieure du caisson pour empêcher les objets légers éjectés d’être aspirés à ce niveau. Par ailleurs, leur distance par rapport à ladite paroi arrière (10’) doit être telle que l’aspiration générée tende à entrainer la majorité de l’air présent dans le caisson (10) à contourner les lanières (16) par le bas (cf. flèches pleines sur ligne en pointillés sur la ). Il se crée ainsi dans le compartiment (11’) un courant d’air, et des conditions dépressionnaires, surtout lorsque les lanières sont resserrées entre elles et sont situées à distance adéquate de la paroi arrière, entrainant les objets éjectés (2) vers le bas et vers l’exutoire (12) correspondant. Dans la pratique, ces lanières (16) sont situées suffisamment éloignées de cette paroi pour que la vitesse de l’air remontant vers l’ouverture d’aspiration soit faible et ne permette pas l’entrainement des objets légers, mais également suffisamment proches d’elle pour ne pas trop réduire la section libre du compartiment pour objets éjectés.
Les lanières (16), qui sont solidarisées au niveau de leurs extrémités inférieures avec la paroi arrière (10’) du caisson de sortie (10) ou du compartiment (11’) recevant les objets (2) éjectés, sont espacées entre elles et constituent un rideau ajouré par des passages en forme de fentes, et ce rideau ajouré est arrangé transversalement dans le caisson de sortie (10) de manière à être traversé par l’air interne aspiré par le dispositif (22) assurant l’aspiration et l’évacuation dudit air excédentaire.
On note que dans les deux modes et variantes de réalisation représentés sur les figures 5 et 6, l’air est aspiré au-dessus du compartiment (11’) recevant les objets (2) éjectés, et préférentiellement en dehors des trajectoires de ces derniers.
PROCEDE DE FABRICATION D’UNE AUBE CREUSE DE TURBINE DE TURBOMACHINE Domaine technique de l'invention L'invention concerne le domaine général des aubes de turbine de turbomachines, et plus particulièrement celui des aubes creuses de turbine munies de circuits de refroidissement intégrés réalisées par la technique de la fonderie à la cire perdue.
Arrière-plan technique De manière connue, une turbomachine comporte une chambre de combustion dans laquelle de l’air et du carburant sont mélangés avant d’y être brûlés. Les gaz issus de cette combustion s’écoulent vers l’aval de la chambre de combustion et alimentent ensuite une turbine haute pression et une turbine basse pression. Chaque turbine comporte une ou plusieurs rangées d’aubes fixes (appelées distributeurs) alternant avec une ou plusieurs rangées d’aubes mobiles (appelées roues mobiles), montées et espacées de façon circonférentielle tout autour du rotor de la turbine. Ces aubes de turbine sont soumises aux températures très élevées des gaz de combustion, lesquelles atteignent des valeurs largement supérieures à celles que peuvent supporter sans dommages ces aubes qui sont en contact direct avec ces gaz, ce qui a pour conséquence de limiter leur durée de vie.
Les aubes comportent de manière connue des parois intrados et extrados. Outre leurs cavités internes, les aubes comportent de plus des perforations internes qui traversent ces parois et débouchent sur les surfaces externes de ces parois. L'air éjecté au travers des canaux internes génère une couche d'air protégeant la surface de l'aube. Pour permettre une optimisation de cette couche d'air, les canaux internes ne débouchent pas directement à la surface des parois intrados et extrados, mais par l'intermédiaire de bouches de sorties prolongeant chaque canal interne. Ces bouches de sortie, connues sous l'acronyme anglo-saxon de "shaped holes" ou "casquettes" en français, ont pour fonction d'incliner et diriger le flux d'air issu de chaque canal afin de provoquer son écoulement selon un flux laminaire à la surface de l'aube, ce qui permet une meilleure isolation de celle-ci.