INPI-France/Brevets-Francais-2024-Chunked huggingface dataset:
Le bras 83 peut être actionné par une unité de calcul (non représentée), pouvant déplacer le bras 83 vers l’amont ou vers l’aval en fonction de certains paramètres tels que la température ou le régime de fonctionnement du moteur.
Par exemple, lorsque la chambre 4 est très chaude, l’unité de calcul décale axialement vers l’amont le bras 83, et par conséquent la chambre 4, pour autoriser une dilatation plus importante. Cette configuration est représentée sur l’image 5A, et le sens de déplacement vers l’amont du bras 83 et de la chambre 4 est symbolisé par la flèche en traits interrompus dirigée vers la gauche. Dans ce cas, l’extrémité aval 411, 421 des parois interne 41 et externe 42 est reculée vers l’amont dans le fourreau annulaire 54, une distance C étant une longueur axiale entre l’extrémité aval 411 de la paroi interne 41 et l’extrémité amont 512c de la première extension 512.
Compte tenu de la forme tronconique du fourreau annulaire 54, se rétrécissant vers l’aval, cette position « reculée » de la chambre 4 dans le fourreau 54, où sa section est plus grande et plus ouverte, autorise une dilatation plus importante des parois interne 41 et externe 42 de la chambre 4. Ceci est préférable dans les régimes de fonctionnement à températures élevées impliquant des dilatations importantes, afin de limiter les surcontraintes au niveau de l’interface de contact entre les différentes parois.
A l’inverse, pour des points de fonctionnement plus froids impliquant de plus faibles dilatations, l’unité de calcul décale axialement vers l’aval le bras 83, et par conséquent la chambre 4. Cette configuration est représentée sur l’image 5B, et le sens de déplacement vers l’aval du bras 83 et de la chambre 4 est symbolisé par la flèche en traits interrompus dirigée vers la droite. Dans ce cas, l’extrémité aval 411, 421 des parois interne 41 et externe 42 est avancée vers l’aval dans le fourreau annulaire 54, une distance C’ étant une longueur axiale entre l’extrémité aval 411 de la paroi interne 41 et l’extrémité amont 512c de la première extension 512, C’ étant supérieure à C.
Compte tenu de la forme tronconique du fourreau annulaire 54, se rétrécissant vers l’aval, cette position « avancée » de la chambre 4 dans le fourreau 54, où sa section est plus faible et plus fermée, permet aux parois interne 41 et externe 42 de venir en contact avec les parois du fourreau 54, bien que les températures et donc les dilatations soient plus faibles. Ceci est préférable dans les régimes de fonctionnement à températures plus faibles impliquant des dilatations moins élevées, afin d’améliorer l’étanchéité à l’interface de contact entre les différentes parois. Une telle étanchéité serait en effet dégradée si la chambre 4 était restée dans la position « reculée » décrite ci-dessus.
On notera que ce deuxième exemple du mode de réalisation peut être également mis en œuvre en combinaison avec le premier exemple, impliquant la présence de perturbateurs 48 tels que précédemment décrits.
Un procédé d’assemblage d’une turbine à gaz 1 comprend notamment la fourniture d’une chambre de combustion 4 et d’un distributeur haute pression 10 tels que décrits précédemment. La forme et les dimensions de la chambre 4 et du distributeur 10 sont déterminés de manière à être complémentaires, en particulier lorsque le moteur est en fonctionnement. Par exemple, la chambre 4 et le distributeur 10 peuvent être dimensionnés de telle sorte qu’à chaud, une distance radiale entre la face extérieure 41b, 42b des parois interne 41 et externe 42, au voisinage de l’extrémité aval 411, 422, soit sensiblement égale à une distance radiale, sur une même section, entre la face intérieure 512a, 522a des extensions amont 512, 522. En outre, l’extrémité aval 421 de la paroi externe 42 présentant une forme plongeante, l’extension amont 522 est donc formée pour avoir une forme complémentaire en s’élargissant vers l’amont. Ces formes et dimensions sont notamment déterminées en fonction des coefficients de dilatation respectifs des différentes pièces, et des conditions d’utilisation de celles-ci.
Dans une étape d’assemblage, le distributeur 10 est agencé à l’extrémité aval 411, 421 de la chambre 4, en insérant en partie les parois interne 41 et externe 42 de la chambre 4 dans le fourreau annulaire 54.
Lors de cet assemblage, la position axiale de la chambre 4 dans le fourreau annulaire 54 est ajustée de manière à ce qu’en fonctionnement, les parois interne 41 et externe 42 soient respectivement en contact avec l’extension amont 512, 522 des viroles interne 51 et externe 52 dans la direction d’empilement P transversale à l’axe central X.
Par exemple, la chambre 4 peut être positionnée axialement de telle sorte qu’à froid, moteur arrêté, les extrémités aval 411, 421 des parois interne 41 et externe 42 viennent simplement en contact avec les faces intérieures 512a, 522a des extensions amont 512, 522, sans forcer, de telle sorte à avoir une pression de contact nulle ou quasi nulle. Cela permet, lorsque les parois 41, 42 se dilatent à chaud, moteur en fonctionnement, d’accentuer la pression de contact entre ces différentes parois. Ainsi, le fait d’avoir une pression de contact nulle ou quasi nulle à froid autorise un certain taux de dilatation des parois 41, 42, permettant d’augmenter l’étanchéité entre les parois tout en limitant les surcontraintes.
Da manière alternative, la chambre 4 peut être positionnée axialement de telle sorte qu’à froid, moteur arrêté, les extrémités aval 411, 421 des parois interne 41 et externe 42 ne viennent pas en contact avec les faces intérieures 512a, 522a des extensions amont 512, 522, mais se rapprochent de celles-ci par exemple à une distance inférieure à 1 mm. Cet espace à froid est comblé à chaud lorsque les parois interne 41 et externe 42 de la chambre 4 se dilatent.
On notera que cet ajustement axial peut être effectué par le dispositif de positionnement axial 80 précité, permettant également d’optimiser la position axiale de la chambre 4 en fonction du régime de fonctionnement.
PROCEDE DE RECONFIGURATION D’UNE FONCTION D’APPRENTISSAGE DE LA REGULATION DE RICHESSE POUR UN CONTROLE MOTEUR Le domaine de l’invention concerne un procédé de reconfiguration d’une fonction d’apprentissage dans un contrôle moteur.
Des expériences ont été menées avec de la paille de fer seule, en l’absence de catalyseur Pt/Siralox, selon un protocole similaire à celui décrit dans l’Exemple 1, appliqué pour : - 500 mg ou 1 g de LDPE de basse M w , - 100, 200 ou 300 mg de paille de fer « Paille de fer FINE » telle que décrite ci-dessus, - une atmosphère de dihydrogène à 5 bars d’H 2 ou d’argon à pression atmosphérique, - un temps de réaction de 2, 5 ou 15 h, - 18 % de l’amplitude maximale du champ magnétique (29,3 mT, 2,6 kW).
Les rendements en méthane obtenus pour les différentes quantités initiales de paille de fer et les différents temps de réaction, ainsi que les températures de la surface externe de paroi des bouteilles FP relevées après 10 min de réaction et les quantités de méthane et éthane obtenues en fin de réaction (le propane n’est pas détecté), pour la condition initiale de 500 mg de LDPE, sont indiqués dans le tableau 5. Dans ce tableau, sont également indiqués, à titre de comparaison, les résultats obtenus dans l’Exemple 1 ci-dessus, en présence du catalyseur Pt/Siralox, pour les mêmes conditions opératoires.
Quantité de paille de fer (mg) Temps de réaction (h) Méthane (mmol) Ethane (mmol) Y CH4 (%) Temp. (°C) 100 2 (Exemple 1) 8,48 4,12 27,2 150-155 2 4,116 3,419 13,2 160 5 (Exemple 1) 12,857 0 41,2 160-165 5 5,977 3,404 19,2 160-165 200 2 (Exemple 1) 11,614 4,419 37,3 175-180 2 9,963 4,65 32 220-240 300 2 (Exemple 1) 16.881 0 54,2 200-210 2 14,884 0 47,7 250
Tableau 5 - Rendements en méthane, quantités de méthane et éthane produites, et températures relevées, pour 0,5 g de LDPE
Lorsque la quantité de paille de fer est égale à 100 mg, la sélectivité vis-à-vis du méthane et le taux de production de méthane sont moindres en l’absence du catalyseur Pt/Siralox. De manière particulièrement étonnante, lorsque la quantité de paille de fer mise en œuvre est de 200 mg ou plus (ratio massique paille de fer / polymère initial supérieur ou égal à 0,4), le rendement et la sélectivité en méthane sont sensiblement similaires en présence ou absence du catalyseur Pt/Siralox.
Les rendements en méthane obtenus pour les différentes quantités initiales de paille de fer et les différents temps de réaction, ainsi que les températures de la surface externe de paroi des bouteilles FP relevées après 10 min de réaction et les quantités de méthane, éthane/éthylène et propane/propène obtenues en fin de réaction, pour la condition initiale de 1 g de LDPE, sont indiqués dans le tableau 6.
Quantité de paille de fer (mg) Temps de réaction (h) Méthane (mmol) Ethane / éthylène (mmol) Propane / propène (mmol) Y CH4 (%) Temp. (°C) 100 2 6,15 4,22/0,9 1,30/1,8 9,9 210-220 5 8,36 4,42/1,0 1,58/1,8 13,4 180-200 15 12,55 5,18/0 1,87/1,3 20,1 200-210 200 2 10,98 6,40/0 2,10/1,7 17,6 200-215 5 15,64 6,80/0 3,88/0 24,1 200-210 15 32,16 7,19/0 0 51,6 220-230 300 2 29,05 0 0 46,6 265-370 5 32,35 0 0 51,9 250-275
Tableau 6 - Rendements en méthane, quantités de méthane, éthane/éthylène et propane/propène produites, et températures relevées, pour la condition de 1 g de LDPE
On observe que, pour 100 mg de paille de fer (ratio massique paille de fer / LDPE de 0,1), la sélectivité et le rendement en méthane sont faibles. Pour les quantités supérieures ou égales à 200 mg de paille de fer (ratio massique paille de fer / LDPE supérieur ou égal à 0,2), le rendement en méthane est bien supérieur, et comparable à ceux obtenus en présence de catalyseur Pt/Siralox.
Pour les quantités supérieures ou égales à 300 mg de paille de fer (ratio massique paille de fer / LDPE supérieur ou égal à 0,3), la sélectivité vis-à-vis de la formation de méthane dans la phase gazeuse est particulièrement élevée.
Une expérience supplémentaire a été réalisée avec une paille de fer différente, plus épaisse, formée de micro-fils de fer de 300 à 500 µm de diamètre environ, et quelques centimètres de long. Le protocole tel que décrit ci-avant a été appliqué avec : 1 g de LDPE de basse M w , 300 mg de cette paille de fer, une atmosphère de dihydrogène à 5 bars d’H 2 , un temps de réaction de 2 h, 18 % de l’amplitude maximale du champ magnétique (29,3 mT, 2,6 kW). 27,68 mmol de méthane ont été obtenus, avec un rendement Y CH4 = 44,4 %. Cette expérience démontre que les dimensions des micro-fils de fer ne modifient pas la sélectivité de la réaction vis-à-vis du méthane et le rendement en méthane.
E/ Exemple 3 – Transformation de LDPE, HPDE et PP seuls ou en mélange avec du PS, en présence de paille de fer sans catalyseur
Le protocole opératoire décrit dans l’Exemple 1 a été appliqué à différentes matières plastiques (LDPE de basse M w , LDPE de haute M w , HDPE, PP) seules, ou à un mélange équimassique de LDPE de basse M w , HDPE, PP et PS, ou à des fragments de 4 à 40 mm 2 de bouteille en LDPE, en utilisant 1 g de polymère, mélange ou fragments, et 300 mg de paille de fer « Paille de fer FINE » telle que décrite ci-dessus, sans Pt/Siralox. La bouteille FP a été chargée à une pression de 5 bars en H 2 , puis soumise à 18% de l’amplitude maximale de champ magnétique, pendant 2 h ou 5 h.
Les résultats obtenus, en termes de quantités de méthane, éthane et propane obtenues en fin de réaction, et rendements en méthane obtenus, pour 2 h de réaction, ainsi que les températures de la surface externe de paroi des bouteilles FP relevées après 10 min de réaction, sont indiqués dans le tableau 7.
Substrat Méthane (mmol) Ethane (mmol) Propane (mmol) Y CH4 (%) Temp. (°C) LDPE basse M w 29,04 0 0 46,6 265-270 LDPE haute M w 28,16 7,04 0 45,2 240-250 Fragments bouteille LDPE 28,43 0 0 45,6 240-260 HDPE 20,08 6,92 4 32,2 260-280 PP 27,01 7,25 0 43,3 250-280 LDPE basse M w + HDPE + PP + PS 27,22 7,14 0 43,7 240-260
Tableau 7 - Rendements en méthane, quantités de méthane, éthane et propane obtenues en fin de réaction, et températures relevées, pour 2 h de réaction
Substrat diamant, de type CVD intrinsèque de 50 µm d’épaisseur déposé sur un substrat Haute Pression Haute Température (HPHT) Ib.
Mélange gazeux CH 4 /H 2 /O 2 /N 2 . [CH 4 ] = 2,6%, [O 2 ] = 3% et [N 2 ] = 0,04%. Le mélange gazeux est injecté à un débit de 50 SCCM, pendant toute la durée de la synthèse.
La concentration en atomes d’azote mesurée par SIMS (spectrométrie de masse des ions secondaires) est de 1,5x10 19 atomes/cm 3 dans une couche de diamant monocristallin de 3 µm d’épaisseur. La création des centres NV est achevée en irradiant l’échantillon avec un faisceau d’électrons de 200 keV pour une dose de 1018 électrons/cm 2 .
Les films de diamant nanocristallin et microcristallin pourront être utilisés comme revêtements durs et protecteurs, les films de diamant polycristallin pourront faire l’objet de post-traitement tels un polissage et une découpe afin de concevoir des fenêtres optiques et des dissipateurs thermiques, les films de diamant monocristallin intrinsèque pourront servir de couches d’encapsulation et les films de diamant monocristallin contenant des centres NV pourront être utilisés pour la conception de magnétomètres ultrasensibles.
COMPOSITION DE REVETEMENT NON MOUILLABLE PAR LE ZINC LIQUIDE La présente invention concerne une composition de revêtement métallique non mouillable par le zinc liquide ainsi que le revêtement obtenu à partir d’une telle composition. Le revêtement selon l’invention est notamment destiné à couvrir des pièces d’accroche métalliques utilisées lors de la mise en œuvre d’un procédé de galvanisation.
ARRIERE-PLAN TECHNOLOGIQUE La galvanisation acier consiste à recouvrir une pièce d'acier d'une couche protectrice de zinc afin d'assurer sa protection contre les effets de la corrosion. Le procédé de galvanisation consiste à immerger des pièces d’acier dans différents bains de traitements comprenant notamment du zinc liquide. Pour pouvoir traiter des pièces, celle-ci-sont accrochées à des pièces d’accroche, également appelées palonniers, qui permettent leur manipulation. Pour être utilisées, ces pièces d’accroche ne doivent pas être recouvertes de zinc, il est donc nécessaire de les décaper (dézinguer) dans un bain d’acide (acide chlorhydrique, acide sulfurique…) entre deux cycles de galvanisation.
Plusieurs problématiques sont liées aux pièces d’accroche et au fait qu’elles se chargent en zinc à chaque cycle de galvanisation. Une première problématique est liée à une perte élevée en zinc liquide lors du procédé de galvanisation. Cette consommation de matière inutile a un fort impact environnemental et économique. Une autre problématique est liée à une durée de vie raccourcie de ces pièces d’accroche en raison de la corrosion par le zinc liquide. Une autre problématique est liée à une consommation élevée en acide lors de l’étape de dézingage de ces pièces d’accroche. Une autre problématique est liée à un classement Seveso des installations de galvanisation compte tenu des concentrations en sels et des volumes impliqués des bains d’acides, ainsi qu’à l’évacuation et le retraitement des bains d’acides.
A ce jour, ces problématiques ne sont pas résolues à l’échelle industrielle : les pièces d’accroche sont en acier non revêtu qui d’une part se corrode progressivement et d’autre part se charge en zinc.
Il est possible d’utiliser des pièces d’accroche en acier inoxydable. Dans le cas d’un procédé de galvanisation en continu, cette matière est utilisée pour des pièces immergées dans l’alliage de zinc liquide (rouleau de fond de cuve par exemple). Néanmoins, l’acier inoxydable entraine une couche conséquente de zinc à sa surface. L’acier inoxydable ne permet donc pas de gain au niveau du zinc perdu, ce qui limite très fortement l’intérêt de cette solution. En outre, l’acier inoxydable n’est pas utilisé industriellement en galvanisation à façon car cette matière est trop chère au regard des gains obtenus pour ce procédé. Typiquement, en février 2023, le coût de l’acier est estimé à 720€/tonne alors que le coût de l’acier inoxydable est estimé à 3 370€/tonne.
Une solution déjà testée industriellement est l’utilisation de pièces en alliages de titane, mais la durée de vie de ces pièces s’est montrée très aléatoire et le coût de la matière est très élevé (en février 2023, le coût du titane est estimé à 4790 €/tonne), sans parler de son impact environnemental (c’est le métal qui émet le plus de CO 2 pour sa production : 50 tonnes de CO 2 /tonne).
C/ Exemple 1 – Transformation du LDPE en présence de paille de fer et catalyseur Pt/Siralox
Ces expériences ont été réalisées en utilisant le LDPE de basse M w .
Toutes les réactions catalytiques ont été menées dans un dispositif tel que décrit ci-avant, avec des bouteilles FP en tant que réacteurs.
Ont été introduits dans chaque bouteille FP, en boîte-à-gants : - 200 mg de Pt/Siralox,
- 500 mg de LDPE de basse M w , - ainsi que, en tant qu’élément chauffant 12, 100, 200 ou 300 mg de la paille de fer « Paille de fer FINE ».
L’atmosphère de la bouteille FP a été évacuée et remplacée par soit du dihydrogène H 2 , à la pression de 3, 5 ou 10 bars, soit de l’argon, à la pression atmosphérique. Ensuite, la bouteille FP a été placée au centre de la bobine d’induction magnétique capable de générer un champ magnétique alternatif (AMF) d’une fréquence de 300 kHz, avec une amplitude de champ maximale de 65 mT.
Les réactions catalytiques ont été réalisées à 9, 18 ou 27 % de l’amplitude maximale du champ magnétique, et pendant différents temps de réactions (2 h, 5 h et 15 h).
Après avoir mis en marche la bobine d’induction magnétique, le polymère a fondu en quelques minutes, et un dégagement de fumée blanche/grisâtre a été observé. Le dégagement de fumée a diminué fortement avec le temps de réaction, jusqu’à disparaître. La fusion du polymère, le dégagement de fumée et son arrêt progressif dépendent de nombreux facteurs, comme le ratio masse de polymère/masse de paille de fer, la quantité de paille de fer, l’intensité du champ magnétique appliqué, etc.
La température de la surface externe de la paroi de la bouteille FP a été mesurée par caméra IR, à une valeur de 180 à 280 °C selon les conditions opératoires.
Après complétion de la réaction, la bouteille FP a été laissée à refroidir et, après qu’elle ait atteint la température ambiante, la bouteille FP a été connectée à un dispositif d’injection vers le chromatographe en phase gazeuse, permettant l’injection normalisée à 1 bar de la phase gazeuse contenue dans la bouteille FP, pour analyse et quantification des produits formés par GC-MS. La phase gazeuse résiduelle a été évacuée et le résidu marron foncé/noir au fond de la bouteille FP a été lavé par 3x5 mL de DCM. Le résidu solide a été filtré puis séché une nuit tandis que le résidu liquide a été collecté après évaporation du DCM.
Chaque réaction a été répétée deux fois afin d’assurer la reproductibilité des résultats expérimentaux.
Le bilan de matière a été calculé en comptant la masse de chaque fraction obtenue à l’issue de la réaction (fractions solide, liquide et gazeuse) pondérée par la masse de polymère initiale, selon l’Equation 1 :
(Equation 1)
dans laquelle B matière est le bilan de matière (unité arbitraire), M solide est la masse de fraction solide obtenue (g), M liquide est la masse de fraction liquide obtenue (g), M gaz est la masse de fraction gazeuse obtenue (g) et M polymère est la masse de polymère initiale (g).
Le rendement (%) en méthane (noté Y CH4 ) a été calculé en tenant compte de la quantité totale de polymère utilisée pour chaque réaction, selon l’Equation 2 :
(Equation 2)
Dans la table de création pour perle fusible de jeu selon un quatrième aspect, l’au moins une partie saillante comprend deux parties saillantes, les deux parties saillantes étant situées respectivement des deux côtés de l’au moins une partie formant tenon pour intercaler l’au moins une partie formant tenon dans la deuxième direction dans un état où la première table est empilée sur la seconde table et où l’au moins une partie formant tenon est pliée dans la première direction.
Selon cette configuration, étant donné que la partie formant tenon est engagée sur les parties saillantes des deux côtés, le mode d’engagement entre la partie formant tenon et les parties saillantes peut être renforcé tout en économisant de l’espace.
Dans la table de création pour perle fusible de jeu selon un cinquième aspect, l’au moins une partie formant tenon comprend une première partie formant tenon et une seconde partie formant tenon, la première partie formant tenon et la seconde partie formant tenon étant situées respectivement des deux côtés de la seconde table dans une troisième direction sensiblement perpendiculaire à la première direction et à la deuxième direction, l’au moins une partie saillante comprenant : deux premières parties saillantes situées d’un côté de la première table dans la troisième direction ; et deux secondes parties saillantes situées d’un autre côté de la première table dans la troisième direction, les deux premières parties saillantes étant situées respectivement des deux côtés de la première partie formant tenon pour intercaler la première partie formant tenon dans la deuxième direction dans un état où la première table est empilée sur la seconde table et où la première partie formant tenon est pliée dans la première direction, et les deux secondes parties saillantes étant situées respectivement des deux côtés de la seconde partie formant tenon pour intercaler la seconde partie formant tenon dans la deuxième direction lorsque la première table est empilée sur la seconde table et que la seconde partie formant tenon est pliée dans la première direction.
Selon cette configuration, étant donné que la partie formant tenon est engagée sur les parties saillantes des deux côtés, le mode d’engagement entre la partie formant tenon et les parties saillantes peut être renforcé tout en économisant de l’espace. En outre, étant donné qu’une pluralité de points d’engagement entre les parties formant tenon et les parties saillantes peuvent être prévus, l’engagement entre la première table et la seconde table peut être renforcé.
Dans la table de création pour perle fusible de jeu selon un sixième aspect, l’au moins une partie formant tenon comprend deux parties formant tenon situées respectivement des deux côtés de la seconde table dans une troisième direction sensiblement perpendiculaire à la première direction et à la deuxième direction, l’au moins une partie saillante comprenant : deux parties saillantes situées respectivement des deux côtés de la première table dans la troisième direction.
Selon cette configuration, étant donné qu’une pluralité de points d’engagement entre les parties formant tenon et les parties saillantes peuvent être prévus, l’engagement entre la première table et la seconde table peut être renforcé.
Bien que le mode de réalisation de la présente divulgation ait été décrit ci-dessus, la présente divulgation ne se limite pas au mode de réalisation ci-dessus, et diverses modifications peuvent être apportées sans s’écarter de son champ d’application.