Etude de Conception D'un Mélangeur PDF [PDF]

Zitiervorschau

Etude de conception de mélangeur savon liquide

ENIM- PFE 2014

Ministère de l’Enseignement Supérieur, de la Recherche Scientifique et des Technologies de l'Information et de la Communication *-*-*-*-*-*-*-* Université de Monastir *-*-*-*-*-*-*-* Ecole Nationale d’Ingénieurs de Monastir *-*-*-*-*-*-*-* Année Universitaire : 2013/2014

memoire DE

proJet de Fin d’etudes PRESENTE POUR OBTENIR LE

diplÔme national d’ingenieur Spécialité : GENIE MECANIQUE Par BESSEM FRIJA Né le : 14/03/1989 à Monastir

etude de conception d'un mélangeur de savon liquide Soutenu le 30/06/2014 ; devant le jury d’examen: Président

LAMIS ALLEGUE YOUSSEF TIMOUMI

Membre

IMED HAJJAJI

Encadreur

KHALED KACEM

Invité

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Bessem FRIJA

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Dédicace En termes de connaissance de leurs sacrifices et en témoignage de mon profond sentiment à leurs égards, je dédie ce travail à mes parents.

Cher père, chère mère, Rien ne serait exprimer l'étendu de ma reconnaissance, l'estime, le respect et l'amour que j’ai pour vous. Je dédie ce modeste travail qu'il soit la récompense de vos sacrifices illimités et vos soutiens morals que vous m’avez généreusement offert. Que dieux vous préserve bonne santé et longue vie. A ma sœur, A mes frères, pour leur amour et leur encouragement.

A mon frère Mounir Merci pour votre aide et votre encouragement en phase d'achèvement de mon projet de fin d'études

A tous mes ami(e)s Pour votre soutien et vos encouragements, qui nous ont été une grande valeur lors de moments les plus dures durant l'élaboration de ce travail. A tous ceux qui a aidé à réaliser ce travail A tous mes professeurs de l’ENIM

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Remerciements Je tiens à exprimer ma profonde gratitude en premier au ‘DIEU’ qui m’a toujours soutenu et donné la force.

Je tiens à remercier mon encadreur pédagogique Mr.HAJJAJI Imed de l’école nationale d’ingénieurs de Monastir pour sa rigueur scientifique, ses exigences de disponibilité, en me faisant partager son expérience et ses connaissances scientifiques, ses précieux conseils et aussi pour m’a épaulé durant cette épreuve

Mes vifs remerciements s'adresse à Mr Khaled KACEM de la société CHIMIDET qui m'a dirigé le long de ce travail et qui m'a fait bénéficier de son expérience dans le domaine et de ses précieux conseils.

Aux membres de jury : Mr YOUSSEF Timoumi & Mme LAMIS Allegue Je suis très heureux et fier de l’honneur que vous me fait en acceptant d’être présents dans le jury de mon projet de fin d’études. Veuillez trouver dans ce travail l’expression de mon estime et de ma gratitude.

Mes remerciements s’étendent aussi à tous ceux qui ont contribué de près ou de loin, d’une manière directe ou indirecte au bon déroulement de ce travail, en me fournissant tous les renseignements et les recommandations nécessaires.

FRIJA Bessem

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Préambule

Le présent travail a été réalisé dans le cadre du projet de fin d’études à l’Ecole Nationale d’Ingénieurs de Monastir en vue de l’obtention du diplôme d’ingénieur en Génie mécanique. Ce projet est réalisé en collaboration étroite avec la société CHIMIDET spécialisée dans la production des détergents liquides.

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SOMMAIRE Préambule ................................................................................................................................................ 4 INTRODUCTION GENERALE ...................................................................................................................... 11 CHAPITRE 1 : ETUDE BIBLIOGRAPHIQUE SUR LES SYTEMES MELANGEURS............................................. 12 1.1. Généralité ...................................................................................................................................... 12 1.3. les différentes type de mélangeur ................................................................................................ 12 1.3.1. Le mélangeur discontinu à deux arbres ................................................................................. 12 1.3.2. Le mélangeur conique orbitale............................................................................................... 13 1.3.3. Le mélangeur conique de ruban............................................................................................. 13 1.3.4. Le mélangeur magnétique...................................................................................................... 14 1.3.5. Le mélangeur industriel statique ........................................................................................... 14 1.3.6. Le mélangeur vertical ............................................................................................................. 15 1.2. Architecture des mélangeurs ........................................................................................................ 16 1.2.2. La cuve ................................................................................................................................... 16 1.2.3. Mobile d’agitation ................................................................................................................. 17 1.2.5. Système de chauffage ........................................................................................................... 20 1.2.5.1. Cuve à double enveloppes .............................................................................................. 20 1.2.5.2. Cuve à demi-enveloppe extérieure ................................................................................. 20 1.2.5.3. Cuve à serpentin interne ................................................................................................ 21 1.2.5.4. La cuve avec veste à flux constant ................................................................................. 21 1.2.5.5. Les plaques collier ........................................................................................................... 22 1.4. Généralités sur les produits à mélanger....................................................................................... 22 1.5 Les différentes machines mélangeurs de détergent sur le marché .............................................. 25 1.5.1. Les unités de production de savon liquide et de détergent LIANHE .................................... 25 1.5.2. Malaxeur liquide de vide électrique automatique de chauffage pour le collutoire, lavage de main, savon ( Guangzhou Melding Chemical Machinery Co., Ltd.) ....................................... 25 1.6. Problématique de projet de fin d’études ...................................................................................... 26 CHAPITRE 2 : ANALYSE FONCTIONNELLE DE BESOIN ET CHOIX DES SOLUTIONS TECHNOLOGIQUES ..... 27 2.1. Schéma fonctionnel global ............................................................................................................ 27 2.2. Saisi du besoin ............................................................................................................................... 27 2.2. Enoncé du besoin .......................................................................................................................... 28 2.3. Valider le besoin ............................................................................................................................ 29 2.4. Diagramme pieuvre ....................................................................................................................... 29 2.5. Hiérarchisation des fonctions de service...................................................................................... 30 Département de Génie Mécanique

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2.6. Elaboration du cahier des charges fonctionnel (CDCF) ................................................................. 31 2.7. Diagramme FAST ........................................................................................................................... 32 2.8. Justification du choix des différents solutions technologiques fonctionnelles............................. 34 CHAPITRE 3 : CALCUL ET DIMENSIONNEMENT ........................................................................................ 35 3.1. Etude numérique d’une cuve agitée par deux turbines à 4 pâles inclinées ................................. 35 3.1.1. Conception et méthodes numérique ..................................................................................... 35 3.1.2. Description de la gémétrie de mélangeur .............................................................................. 36 3.1.3. Génération de maillage et conditions aux limites .................................................................. 36 3.1.4. Conditions aux limites ............................................................................................................ 37 3.1.5. Conditions opératoires de modélisation ................................................................................ 37 3.1.6. Résultats et discisions............................................................................................................. 38 3.1.6.1. Simulation de la turbulence et de la vélocité de mélange .............................................. 38 3.1.6.2. Simulation de la pression intérieure dans la cuve .......................................................... 39 3.1.6.3. Simulation de la pression sur les deux turbines .............................................................. 39 3.2. Calcul du mobile d’agitation .......................................................................................................... 40 3.2.1. Calcul de la puissance consommée ........................................................................................ 40 3.2.2. Calcul de la puissance moteur ................................................................................................ 42 3.2.2. Choix des caractéristiques de l'ensemble moto-réducteur ................................................... 43 3.3. Calcul de l'arbre d'entrainement porteur d'hélices ..................................................................... 43 3. 4. Interprétation de l'effet dynamique sur l’arbre ............................................................................ 46 3. 5. Dimensionnement de la cuve ...................................................................................................... 47 3.5.1. Dispositif de chauffage ........................................................................................................... 47 3.5.1.1. Choix de la solution ......................................................................................................... 47 3.5.1.2. Calcul de la température de vapeur ................................................................................ 47 3.5.1.3. Détermination de pression de vapeur d’entrée .............................................................. 49 3.5.2. Calcul dimensionnel de la cuve de double paroi .................................................................... 49 3.5.2.1. Calcul d’épaisseur de l’enveloppe cylindrique des parois extérieures selon le CODAP [CODE CODAP] .............................................................................................................................. 49 3.5.2.2. Calcul de l’épaisseur minimale du fond torisphérique.................................................... 50 3.5.2.3. Assemblage à recouvrement d’un fond torisphérique et l’enveloppe cylindrique [CODE CODAP] ......................................................................................................................................... 51 3.5.2.4. Vérification de la résistance d’une enveloppe comportant une ouverture .................... 51 3. 6. Paramètres de simulation de résistance de la citerne à la pression de service de système de chauffage .............................................................................................................................................. 53 3. 6.1. Modèle géométrique ............................................................................................................ 53 Département de Génie Mécanique

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3. 6.2. Paramètre de matériaux ....................................................................................................... 53 3. 6.3. Conditions limites et chargement ........................................................................................ 53 3. 6.4. Maillage ................................................................................................................................ 54 3. 6.5. Resultats des simulations et discussions .............................................................................. 54 3. 6.5.1. Citerne sans renforcement pression de service 8 bar=0.8 mpa .................................... 55 3. 6.5.2. Citerne avec renforcement pression de service 8 bar=0.8 MPa ................................... 56 3. 7. Analyse statique de console par simulation numérique ............................................................. 57 3.7.1. Propriétés du matériau .......................................................................................................... 57 3.7.2. Informations sur le maillage ................................................................................................... 58 3.7.3. Conditions aux limites et chargement.................................................................................... 58 3.7.4. Présentation des résultats globaux de la simulation numérique ........................................... 59 3. 8. Calcul de vérification de résistance des boulons de fixation de la console................................. 60 3.9. Calcul de vérification de résistance de cordon de soudure attache de console à la cuve ............ 61 3.9.1. Paramètres des cordons d’angles .......................................................................................... 61 3.9.2. Critères à vérifier pour modéliser l’état de ruine d’un cordon soudé ................................... 61 3. 10. Etude de la structure sur RDM6 Module Ossature ................................................................... 62 3.10.1. Modèle géométrique............................................................................................................ 62 3.10.2. Conditions limite & chargement .......................................................................................... 63 3.10.3. Définition du matériau des poutres ..................................................................................... 63 3.10.4. Définition de section de poutres .......................................................................................... 64 3.10.5. Données sur le déplacement nodaux ................................................................................... 65 CONCLUSION GENERALE ET PERSPECTIVES ............................................................................................. 68 ANNEXE I : TRAITEMENT ANTICORROSION DES ACIERS........................................................................... 71 ANNEXE II :ACIER INOXYDABLE AUSTENITIQUE NUANCE 316L................................................................ 72 ANNEXE III :CARACTERISTIQUE THERMIQUE DES DIFFERENTS MATERIAUX D'ISOLATION ..................... 76 ANNEXE IV :NORMES DE FIXATION DES BOULONS .................................................................................. 77 ANNEXE V : CHOIX DE REDUCTEUR TYPE RM ........................................................................................... 78 ANNEXE VI : DIAMETRES STANDARTS DES ARBRES.................................................................................. 81 ANNEXE VII : TABLE DE LA TEMPERATURE VAPEUR ................................................................................. 82 ANNEXE VIII: GRAPHIQUE C3.1.5 - VALEURS DU COEFFICIENT

POUR LES FONDS TORISPHERIQUE . 83

ANNEXE IIX: STANDART DES PROFILES CARRE CREUX............................................................................. 84 ANNEXE IX: Etude de la structure sur RDM6 Module Ossature :Modèle géométrique........................... 85

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LISTE DES FIGURES Figure 1: Evolution de système mélangeur .............................................................................................. 12 Figure 3 Malaxeur discontinu à deux arbres ............................................................................................ 12 Figure 2 :mouvement de mélange pour le malaxage en spirale .............................................................. 12 Figure 4 mélangeur conique orbitale Figure 5 principe de fonctionnement ............ 13 Figure 6: mélangeur conique (ruban + vis)............................................................................................... 13 Figure 9:mélangeur statique .................................................................................................................... 14 Figure 7: mélangeur magnétique ............................................................................................................. 14 Figure 8: vue éclaté de module d'agitation .............................................................................................. 14 Figure 10 : mélangeur verticale ............................................................................................................... 15 Figure 11 : principe de fonctionnement ................................................................................................... 15 Figure 12: cuve sans chicanes .................................................................................................................. 16 Figure 13: cuve avec chicanes .................................................................................................................. 16 Figure 14:flux turbulent............................................................................................................................ 17 Figure 15: flux axial................................................................................................................................... 17 Figure 16:flux radial .................................................................................................................................. 17 Figure 17: combinaison des hélices.......................................................................................................... 19 Figure 18:Cuve à double enveloppes ....................................................................................................... 20 Figure 19:cuve à demi-enveloppe ............................................................................................................ 21 Figure 20:le demi serpentin ..................................................................................................................... 21 Figure 21:cuve à serpentin interne .......................................................................................................... 21 Figure 22: cuve à flux constant................................................................................................................. 22 Figure 23: les plaques chauffantes ........................................................................................................... 22 Figure 25 Malaxeur liquide de vide électrique automatique de chauffage pour le collutoire, lavage de main, savon .............................................................................................................................................. 25 Figure 24: Unité de production de savon liquide ..................................................................................... 25 Figure 26: Modélisation de système ........................................................................................................ 27 Figure 27: Outil bête à corne de système ................................................................................................ 28 Figure 28: Diagramme Pieuvre ................................................................................................................. 29 Figure 29 : Diagramme de souhaits en % ................................................................................................. 31 Figure 30 : Configuration des dimensions proportionnelles standards des systèmes mélangeurs ........ 36 Figure 31 : (a) Vue de face de l’'ensemble avec maillage ; (b) Vue de dessus maillée ............................ 37 Figure 32 : Contour de l’intensité de turbulence de mélange en pourcentage ....................................... 38 Figure 33: la vélocitéde fluide en (m/s).................................................................................................... 38 Figure 36: la pression dynamique appliquée sur les deux turbines ......................................................... 39 Figure 34: la pression relative totale (pascal) .......................................................................................... 39 Figure 35: la pression statique au milieu de cuve (pascal) ....................................................................... 39 Figure 37: Nombre de puissance et le nombre de pompage en fonction de nombre de Reynolds Re pour les turbines à 4 pales inclinées de 45° ............................................................................................ 41 Figure 38: Motoréducteurs SEW Série RM à engrenages cylindriques avec moyeu long renforcé ......... 43 Figure 39: Arbre porteur d'hélice ............................................................................................................. 46 Figure 40: le chauffage à la vapeur en utilisant une cuve à double enveloppe ......................................... 47 Département de Génie Mécanique

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Figure 41 Evolution de la durée de chauffage en fonction de la température de la paroi intérieure ..... 48 Figure 42 :Assemblage à recouvrement d’un fond torisphérique et l’enveloppe cylindrique .................. 51 Figure 43 : Ouverture de tubulure soudée normale à la paroi d’une enveloppe cylindrique ................. 52 Figure 44 : Simplification du modèle 3D .................................................................................................. 53 Figure 45: Conditions limites .................................................................................................................... 53 Figure 46: Chargement d'une pression de 7 bar à l'intérieur de la jacket .............................................. 54 Figure 47: Maillage du modèle ................................................................................................................. 54 Figure 48: Contraintes de Von Mises au niveau de la paroi extérieur et la paroi intérieure pour le modèle sans renforcement ...................................................................................................................... 55 Figure 49: Indication des zones de concentration de contraintes pour le modèle sans renforcement .. 55 Figure 50: Indication des zones de concentration de contraintes dans le modèle 3D complet pour le modèle sans renforcement ...................................................................................................................... 55 Figure 51 Répartition des Contraintes de Von Mises au niveau de la paroi extérieur et la paroi intérieure pour le modèle avec renforcement......................................................................................... 56 Figure 52: Correction des zones de faiblesse en doublant l'épaisseur de la tôle dans les bords de soudage .................................................................................................................................................... 56 Figure 53 Répartition des Contraintes de Von Mises Modèle 3D après Symétrie .................................. 56 Figure 54: Répartition de l'amplitude de déplacement en tout point de la structure de la cuve ........... 57 Figure 55: Définition des conditions limites : encastrement au niveau des boulons de fixation ............ 58 Figure 56 : Définition des chargements sur la structure (Pression de charge sur les bords de joint de soudure de 7 mm) .................................................................................................................................... 58 Figure 57 : Répartition de déplacement sur la console............................................................................ 59 Figure 58 Répartition des déformation plastique de Von Mises sur la console après chargement ........ 59 Figure 59: Répartition de la déformation élastique sur la console .......................................................... 60 Figure 60: boulons soumis en traction ..................................................................................................... 60 Figure 61: Modélisation assemblage par soudure Console -Cuve ........................................................... 61 Figure 62:Plan critique ............................................................................................................................. 61 Figure 63: (a) Numérotation des nœuds de la structure , (b) Numérotation des poutres de la structure62 Figure 64: Définition des conditions limites et charges .......................................................................... 63 Figure 66: Représentation de la déformée des poutres ............................................................................. 64 Figure 65: Répartition des sections des poutres ....................................................................................... 64 Figure 67: Diagramme de distribution des contraintes normales dans la structure Contrainte Maximale affichée égale 114.98 MPa ....................................................................................................................... 65 Figure 68: Diagramme de distribution de moment fléchissant dans toute la structure ................... 66 Figure 69: Diagramme de distribution de l’effort normal dans toute la structure Nmax= 97315.9 N ..... 66 Figure 70: Distribution des contraintes de Von Mises au niveau de la section de milieu de la surface supérieure de support de console de section carrée creux de 100mm*100mm*10 mm. .......................... 67 Figure 71 Distribution des contraintes de Von Mises en section de la poutre au niveau des nœuds de renforcement de la structure : 49,50,51,52 ; Section 100mm*100mm*10 mm ....................................... 67

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LISTE DES TABLEAUX Tableau 1: Evolution de flux en fonction de la forme d'hélice................................................................. 18 Tableau 2 : Caractéristiques des différents produits détergents défini par l’industriel .......................... 23 Tableau 3 : Formulation de base de lave linge ......................................................................................... 24 Tableau 4 : Tableau de tri- croisé. ............................................................................................................ 30 Tableau 5 : Cahier de charge fonctionnel................................................................................................. 31 Tableau 6 : Différents conditions aux limites du problème ..................................................................... 37 Tableau 7 : Caractéristiques des moteurs SEW ........................................................................................ 42 Tableau 8: Facteur hydraulique de service ............................................................................................... 45 Tableau 9: Les valeurs limites des contraintes de traction et de cisaillement de l'arbre en fonction de matériau de construction. ........................................................................................................................ 46 Tableau 10: Variation de la durée de chauffage en fonction de la température de la paroi intérieure.. 48 Tableau 11 Tableau des propriétés de matériau Inoxydable fortement allié 1.4404 (X2CrNiMo17-12-2) .................................................................................................................................................................. 57 Tableau 12: Paramètres de maillage de la semelle .................................................................................. 58 Tableau 13: Propriétés selon matériau .................................................................................................... 62

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INTRODUCTION GENERALE

Les entreprises industrielles traversent aujourd’hui une phase de pleine mutation. Elles doivent faire face à une concurrence de plus en plus acharnée, à un marché de plus en plus hostile et incertain, à une évolution hallucinante de la technologie et surtout à des concurrents qui mettent la barre de plus en plus haut notamment en termes de compétitivité et de maitrise des coûts. Dans ce nouveau contexte industriel, les entreprises de production des produits détergents subissent de grandes pressions de la part de leurs clients. Ces derniers deviennent de plus en plus exigeants et demandent, en outre, des produits et des services de bonne qualité, à moindre coût. CHIMIDET a lancé ce projet de fin d'étude qui consiste à concevoir une installation d'un mélangeur de savon liquide. Ce qui va pousser à minimiser le temps et le coût de fabrication de produit finis avec un contrôle parfait du procédé en s'éloignant des installations maisons bricolées. Autre chose qui parait très intéressante, le respect des conditions d'hygiène avec une ergonomie du travail. C’est dans ce cadre que s’inscrit mon projet de fin d’études.

Le présent travail est devisé en quatre chapitres: Le premier chapitre, présente une étude bibliographique sur les systèmes mélangeur des produits détergents. Citons ainsi les différentes rubriques rencontrés telles que l'historique du procédé, les différents types des installations, architecture des mélangeurs, généralités sur les produits à mélanger et les différentes machines mélangeurs de détergent sur le marché. Clôturé par l'énoncé de la problématique parvenu dans ce projet de fin d’études Le deuxième chapitre, est consacré à l'analyse fonctionnelle de besoin et choix des solutions technologiques à adopter dans la phase de conception de la solution finie. Ce qui va nous conduire à l'élaboration du cahier des charges fonctionnel illustrant les niveaux de flexibilités des différents critères. Le troisième chapitre, s’intéresse au calcul et dimensionnement des différents composants constituant l’ensemble. Un calcul préliminaire par étude numérique sur ANSYS-Fluent de la cuve agitée par deux turbines à quatre pâles inclinées sera abordé. Une modélisation des différents éléments d'entrainement et de transmission sera présentée. Un dimensionnement de la structure porteur de l'ensemble cuve sera vérifié en utilisant un logiciel de OSSATURE-RDM 6. Une simulation par éléments finis va être conduite sur le code de calcul ABAQUS pour dimensionner la jacket et la console porteur de la cuve. Finalement, un dossier technique de conception de l'installation de production de savon liquide va être dévoilé.

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CHAPITRE 1 : ETUDE BIBLIOGRAPHIQUE SUR LES SYTEMES MELANGEURS 1.1. Généralité Le mélangeur est un système mécanique qui permet d’agir sur plusieurs espèces chimiques, qui peuvent être sous différents états et phases (solide, liquide, gazeux), pour créé une phase unique. L e mélangeur crée deux actions distinctes : Une action de pompage pour assurer un mélange global à grande échelle (macro-mélange) et une action de turbulence ou de cisaillement pour assurer un mélange local à petite échelle (micro-mélange). L’évolution de systèmes mélangeurs dans histoire n’a pas eu des grands changements de point de vue principe puisque toujours on a la nécessité d’une cuve et d’un organe qui agit sur le mélange. Mais l’évolution est flagrante dans ce qui concerne le système d’agitation. Dans l’antiquité, l’utilisateur agit directement sur l’organe qui fait le mélange puis après l’apparition de systèmes de transmission de mouvement. Le rôle attribué à l’utilisateur devient de plus en plus facile en se limitant à la supervision du processus après l’apparition des motorisations.

Figure 1: Evolution de système mélangeur

1.3. les différentes type de mélangeur 1.3.1. Le mélangeur discontinu à deux arbres 

La technique de malaxage à deux arbres est appropriée pour toutes les formulations et offre des avantages majeurs. Le procédé de malaxage est d'une importance capitale pour la qualité du mélange et pour la rentabilité du processus de fabrication. Il crée des mouvements circulaires tridimensionnels de l'ensemble des produits à mélanger. Ce système est plus utilisable pour les produits de haute viscosité.

Figure 2 :mouvement de mélange pour le malaxage en spirale

Figure 3 Malaxeur discontinu à deux arbres Département de Génie Mécanique

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1.3.2. Le mélangeur conique orbitale C’est un système de création de mouvements circulaires tridimensionnels de l'ensemble des produits à mélanger. Le mélangeur conique orbital (peut être un mélangeur à cuve tournante) dont la vis d’agitation peut se déplacer en périphérie de la cuve conique pour agrandir la zone de mélange. Il reste cependant une large zone médiane dans laquelle le mouvement des particules est dû à leur mouvement naturel et le risque de zone morte est relativement important. Ce type de mélangeur est plus utilisé pour le mélange de poudre.

Figure 4 mélangeur conique orbitale

Figure 5 principe de fonctionnement

1.3.3. Le mélangeur conique de ruban Le mélangeur conique de ruban se compose d'un dispositif de transmission, d'une cuve conique, d'un mélangeur externe ruban, d'un mélangeur vis et d'une soupape de décharge. C'est une bonne conception pour les produits de viscosité moyenne ou faible. Le mélange tourne et monte sous l'opération du mélangeur externe (ruban), alors que la vis renversée intérieure enfonce la matière le long de l’axe en l’amenant au fond de la cuve. Avec un long bras de force et une force faible d'impact, cet équipement convient au mélange et à la réaction des liquides fortement adhésifs tels que la peinture, le matériel d'enduit et d'adhésif. Il est particulièrement utile pour le mélange des fluides.

Figure 6: mélangeur conique (ruban + vis)

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1.3.4. Le mélangeur magnétique La gamme d'agitateurs magnétiques présente une solution hautement hygiénique pour la dispersion, la dissolution, l'homogénéisation et le mélange d'une grande quantité de produits dans l'industrie pharmaceutique. Spécialement adaptés aux procédés stériles, en évitant tout contact avec l'extérieur, dû à l’absence de garniture mécanique

Figure 8: vue éclaté de module d'agitation

Figure 7: mélangeur magnétique

1.3.5. Le mélangeur industriel statique Le mélangeur statique permette de réaliser les mélanges directement dans les canalisations, éliminant ainsi le besoin de cuves agitées. Chaque appareil est constitué par un assemblage d’éléments spécifiquement conçu pour modifier l’écoulement des fluides à traiter. Ces éléments créent le nombre de divisions et de rotations nécessaires à l’obtention de l’état de mélange souhaité, aussi bien en régime d’écoulement laminaire que turbulent ou transitoire.

Figure 9:mélangeur statique Département de Génie Mécanique

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1.3.6. Le mélangeur vertical Les mélangeurs verticaux sont le plus rependue vue leur capacité de production et leur flexibilité au niveau de la grande variété des produits susceptibles à mélanger. Pour ce type de mélangeur, il suffit de changer le mobile d’agitation et la vitesse pour passer d’un produit à un autre.

Figure 11 : principe de fonctionnement

Figure 10 : mélangeur verticale

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1.2. Architecture des mélangeurs Pour notre étude de conception d’un mélangeur de savon liquide et en se référant à l’exigence de l’industriel, notre choix est fixé sur les mélangeurs verticaux vue leurs efficacité et leur flexibilité. 1.2.2Décomposition de système mélangeur en sous systèmes Le système de mélange vertical sont généralement composés de trois grandes partie :

Mélangeur vertical

Mobile d’agitation

Cuve

Système de chauffage

1.2.2. La cuve La cuve est un système destiné à contenir les fluides à mélanger. On trouve une multitude d’architecture selon la forme, la disposition et la capacité de l’installation. Les formes :

Les dispositions :

 Conique  Verticale  Cylindrique à fond bombé  Horizontale  Cylindrique à fond conique  Incliné  Cylindrique à fond plat Dans certaines applications l’intégration de chicanes dans la cuve est nécessaire. Cas cuve sans chicanes : Si un mélangeur est monté au centre dans ce réservoir, ce que nous voyons est un modèle d'écoulement très inefficace: les vitesses tangentielles venant de la roue provoquent la rotation de la totalité de la masse de fluide à tourner Vortex si liquides peu visqueux. Cas cuve avec chicanes : Utilisation des chicanes va générer des charges déséquilibrées qui va agir sur l'arbre du mélangeur. Lorsque ces charges déséquilibrées deviennent significatifs, une boîte de vitesses et un roulement plus robuste sont nécessaires. Par conséquent, le mélangeur est plus cher. Mouvement tangentiel ⇒mouvement axial

Figure 12: cuve sans chicanes Figure 13: cuve avec chicanes

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1.2.3. Mobile d’agitation L’agitation du liquide est réalisée par un ou plusieurs mobiles d’agitation. Selon sa forme, un mobile peut générer :   

un déplacement du liquide caractérisé par la vitesse et la direction. de la turbulence, variation irrégulière, spatiale et temporelle des vitesses locales du cisaillement, créé par un gradient de vitesse entre deux filets de fluides

Les deux dernières manifestations sont synonymes de dissipation d’énergie. Il convient ici d’identifier, parmi la grande variété des hélices disponibles, celui le mieux adapté au mélange à réaliser. Ce choix est effectué en fonction : 

  

Des caractéristiques intrinsèques des mobiles à l’égard le type de flux à favoriser, en sachant que souvent il convient d’aboutir à un compromis entre type d’écoulement (axial, radial, turbulent, …) et effets mécaniques à générer (circulation, cisaillement, …), D’essais réalisés De critères financiers : choix de meilleur rendement pour minimiser la puissance installée par exemple. De critères fonctionnels : choix du mobile le plus facilement nettoyable par exemple.

Différents types d'écoulements peuvent être obtenus en fonction de la configuration de la capacité et de l'agitateur installé. On distingue notamment les mobiles d'agitation axiale, radiale et turbulent.

Figure 16:flux radial

Figure 15: flux axial

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Figure 14:flux turbulent

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Le tableau 1 présente les différentes natures de flux obtenues en fonction de l’architecture de l’hélice utilisée dans le mobile d’agitation. Tableau 1: Evolution de flux en fonction de la forme d'hélice

Les hélices

tendance du flux

Hélice Hydrofoil

Description L’hélice Hydrofoil produit des faibles taux de cisaillement tout en conservant un débit axial élevé. Ces roues sont aptes à l'agitation et le transfert de chaleur pour les fluides de faible viscosité.

Flux axial Turbine à Pales incliné

Flux axial/radial

Turbine à Pales Droites

Flux radial

Hélice Style Marin

Flux axial/radial

Turbine à pales inclinées produit un taux de cisaillement plus élevé que l’hydrofoil tout en maintenant les taux d'écoulement axial raisonnables. Ces roues sont idéales pour les applications nécessitant une agitation agressive dans des fluides de faible viscosité. Turbines à pales droites sont adaptés aux applications nécessitant plus de vitesse de cisaillement que l’écoulement axial, telles que la dispersion des gaz ou liquideliquide .Ces roues peuvent aussi être utilisées pour le mélange de bas niveau ou le mélange dans des récipients peu profonds où le flux radial est préférable à flux axial. Les hélices de style marin sont les mieux adaptés à des tâches de petit mélange tel que l’agitation, le transfert de chaleur et de floculation en petite série applications. Le courbe profil des pales augmente l'efficacité tout en maintenant des excellents résultats.

Hélice à Pales Etroites L’hélice à pales étroites est utilisée pour le cisaillement local de liquide. Utilisé pour le mélange liquide-liquide. Flux radial Département de Génie Mécanique

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Hélice à Disque à Pales plats hélice à disque à pales plats utilisée pour la dispersion du gaz et pour la dispersion liquideliquide. Flux radial Hélice à Disque à Pales Concaves hélice à disque à pales concaves utilisée pour la dispersion de gaz. Flux radial Héliceà Ruban Hélicoidale Hélice à ruban hélicoïdal utilisé pour le mélange et le transfert de chaleur dans un milieu visqueux. Flux axial

Dans certain cas on peut faire une combinaison entre ces déférentes formes des hélices pour répondre aux exigences de mélange.

Figure 17: combinaison des hélices

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1.2.5. Système de chauffage

Il existe une grande variété de systèmes de chauffage utilisé dans les systèmes mélangeurs à l’échelle industrielle telle que : 1.2.5.1. Cuve à double enveloppes

La conception de la chemise est simple, elle se compose d'une enveloppe extérieure qui entoure la cuve. Le fluide, de transfert de chaleur, s'écoule autour de la chemise et il est injecté à grande vitesse par l'intermédiaire de buses. La température de la chemise est régulée pour commander le chauffage ou le refroidissement. La seule veste est probablement la plus ancienne conception de la veste de chauffage externe. En peut dire que c’est une solution approuvée mais elle a quelques limitations. La distribution du fluide de transfert de chaleur est loin d'être idéales et le chauffage ou le refroidissement à tendance de varier entre les parois latérales et le fond.

Figure 18:Cuve à double enveloppes

1.2.5.2. Cuve à demi-enveloppe extérieure La demi-enveloppe de la bobine se fait par soudage d'un demi-tuyau autour de l'enceinte pour créer un canal d'écoulement semi-circulaire. Le fluide, de transfert de chaleur, passe à travers le canal dans un mode à écoulement idéal. Un grand réacteur peut utiliser plusieurs bobines pour délivrer le fluide de transfert de chaleur. La température dans la demi-enveloppe est réglable pour commander le chauffage ou le refroidissement.

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Les caractéristiques d'écoulement du bouchon d'une demi-enveloppe de la bobine permettent le déplacement rapide du fluide caloporteur dans la demi-enveloppe (typiquement moins de 60 secondes), ceci est souhaitable pour une bonne régulation de la température.

Figure 20:le demi serpentin Figure 19:cuve à demienveloppe

1.2.5.3. Cuve à serpentin interne La cuve est équipée par un serpentin placé à l’intérieur, le Fluide, de transfert de chaleur, s'écoule dans le serpentin et la température de fluide est réglable pour pouvoir commander le refroidissement et l’échauffement.

Figure 21:cuve à serpentin interne

1.2.5.4. La cuve avec veste à flux constant

La veste frigorifique à flux constant est un phénomène relativement récent. Elle n’a pas une seule veste mais elle a une série de 20 ou plus petits éléments de la veste. La vanne de régulation de température fonctionne en ouvrant et en fermant ces canaux selon les besoins. En faisant varier la surface de transfert de chaleur de cette manière, la température du procédé peut être régulée sans modifier la température de l'enveloppe.La veste à flux constant a une réponse très rapide de commande de température (typiquement moins de 5 secondes), en raison de la faible longueur des canaux d'écoulement et une grande vitesse du fluide de transfert de chaleur.

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Figure 22: cuve à flux constant

1.2.5.5. Les plaques collier

Les plaques sont montées à l'extérieur de la cuve pour assurer le chauffage ou le refroidissement modéré. Et parce qu'ils ne sont pas en contact directe avec la substance à l'intérieur de la cuve ou du réservoir, le produit ne peut pas être contaminé. Les plaques doit être installé avec un mastic de transfert de chaleur pour augmenter le rendement global. Figure 23: les plaques chauffantes

Remarque : les fluides caloporteurs utilisés dans le transfert de chaleur sont multiple, on trouve le vapeur d’eau, de l’huile, de l’eau, les gaz sous forme d’azote,… Le choix de fluide approprié est lié à la température de chauffage et à la forme des circuits utilisés.

1.4. Généralités sur les produits à mélanger La gamme des produits à fabriquer s'établit comme suit:  Savons liquides parfumés aux huiles essentielles  Détergents liquides pour les mains La matière primaire utilisé dans le procédé de fabrication de:  Savon liquide : Huile de palmiste, huile de palme, huile d’olive, chlorure de sodium, glycérine, EDTA, parfum (HE), Hydroxyde de potassium, silicate de sodium, eau  Solution détergente pour lavage des mains : Lauryl sulfate de sodium, eau, glycérine, chlorure de sodium, EDTA, Benzoate de sodium, cocoamide MEA, silicate de sodium, poloxamer, propylène glycol, parfum (HE), flacons, pompes pour flacons Le processus de fabrication est résumé dans les étapes suivantes :  Savon liquide : Le procédé de fabrication du savon liquide est le procédé continu:

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o o o o o

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Des pompes doseuses alimentant le réacteur principal en huile palmiste, en huile d’olive, en potasse dissoute en en eau. L‘agitation se fait de façon continue de 6 à 8 heures. Une quantité appropriée de sel est ajoutée pour séparer l’excès de glycérine du reste du savon liquide formé. Le mélange passe ensuite dans une centrifugeuse pour séparer les deux phases aqueuses (savonneuse) et huileuse (glycérine). A la phase savonneuse, on ajoute le catalyseur (silicate de sodium) le colorant et le parfum (huile essentielle)

 Détergents liquides pour les mains : o Les matières premières et ingrédients passent à la pesée et à la dose. o Dans une première cuve, on ajoute à la glycérine la moitié de la quantité d’eau nécessaire. On ajoute en suite le benzoate de sodium et on agite pour émulsionner le mélange. o Dans une deuxième cuve, on ajoute à la quantité d’eau restante le principe actif lauryl sulfate de sodium. En agitant, on ajoute le poloxamer puis l’agent de conservation polypropylène glycol et le chlorure de sodium. o On verse le contenu de la première cuve sur la deuxième. Bien agiter puis laisser au repos pendant 5 à 10 minutes. o Ajouter ensuite l’agent complexant le sel EDTA. Puis le catalyseur le silicate de sodium. Agiter pour homogénéiser. o Ajouter l’huile essentielle (parfum)

Le système mélangeur est utilisé pour mixer plusieurs produits chimiques qui peuvent être sous différents états (solide, liquide, gazeux). Dans le cas des mélangeurs de détergents, les produits sont caractérisés par des propriétés physico-chimiques. On représente dans le tableau ci-dessous les différents produits finis suivants : Tableau 2 : Caractéristiques des différents produits détergents défini par l’industriel

Détergent

Densité

Volume

Poids

Viscosité

Lave vaisselle

1.029

1000 ml

1029g

2000 Pa.s

Lave linge

1.057

1000 ml

1057g

3000 Pa.s

Adoucissage

0.937

1000 ml

937g

1000 Pa.s

Dans la fabrication de ces détergents, on va utiliser l’addition de plusieurs éléments de base définis tous en respectant les proportions de mélange notées dans le tableau3.

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Tableau 3 : Formulation de base de lave linge

Produit

Proportion en formule %

PAYMIX PR5000

10

Acide Sulfonique

11.76

T.E.A. 85%

1.60

Saude 50%

2.55

Acide Oléique

1.00

Chlorure de sodium 27%

1.37

Amide de Coco

0.30

Eau distillée

70.77

Ethanol

0.25

PARFUM CARINSA

0.40

Total

100

La présence des éléments chimique agressifs telle que l’acide sulfonique et la saude présente une contrainte majeur dans le choix des différents matériaux de système mélangeur qui doit être pris dans la conception. Le concepteur tend toujours à utilisé des matériaux de construction à haute résistance à la corrosion telle que les matériaux composites à base de fibres de verre ou les aciers inoxydables.

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1.5 Les différentes machines mélangeurs de détergent sur le marché

1.5.1. Les unités de production de savon liquide et de détergent LIANHE

Figure 24: Unité de production de savon liquide

1.5.2. Malaxeur liquide de vide électrique automatique de chauffage pour le collutoire, lavage de main, savon ( Guangzhou Melding Chemical Machinery Co., Ltd.)

Figure 25 Malaxeur liquide de vide électrique automatique de chauffage pour le collutoire, lavage de main, savon

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Il est principalement approprié à la préparation des détergents liquides tels que détergent, shampooing, crème, savon liquide, gel douche .. etc. Paramètre technique Publication périodique

Rotation de Mélange Volume mélange Chauffage spécifications puissance (L) vitesse méthode (kilowatts) (r/min)

1

PMC-200

200

1,5

0-65

2

PMC-500

500

2,2

0-65

3

PMC-1000

1000

2.2-4

0-65

4

PMC-1500

1500

4-5.5

0-65

5

PMC-2000

2000

5,5

0-53

6

PMC-3000

3000

7,5

0-53

7

PMC-5000

5000

11

0-53

Chauffage de vapeur/électrique heationg

1.6. Problématique de projet de fin d’études

Le problème peut sembler simple au premier abord, puisqu'il s'agit ni plus ni moins de "agiter" le produit ou la solution. En réalité, le problème industriel de la conception de l'agitateur et de sa puissance est souvent bien plus complexe, notamment face au choix des matériaux, de la forme du mobile d'agitation et de son implantation, de la forme du récipient, et de l'intensité de l'agitation désirée (turbulence, cisaillement). En outre, la hausse de prix des installations existantes sur le marché international décourage les PME à acquérir ces solutions. C’est pour cela une étude de conception qui satisfait les critères indiqués au niveau de cahier de charge client (Nature de produit, température de chauffage, ergonomie, sécurité, encombrement….etc.) s’avère nécessaire. Gagner en temps de processus de fabrication de savon liquide avec un maitrise de paramètre coût-qualité présente

un élément porteur d'idée d'une mise en place d'une conception simple et

économique.

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CHAPITRE 2 : ANALYSE FONCTIONNELLE DE BESOIN ET CHOIX DES SOLUTIONS TECHNOLOGIQUES

L’analyse fonctionnelle est une démarche qui consiste à rechercher et à caractériser les fonctions offertes par un produit pour satisfaire les besoins de son utilisateur. La démarche est généralement conduite en mode projet et peut être utilisée pour créer (conception) ou améliorer (réconception) un produit. L’objet visé par la démarche peut être un objet, un matériel, un processus, une organisation, un logiciel, etc. Les besoins sont de toute nature et sont exprimés d’une façon individuelle ou collective, objective ou subjective, avec des degrés de justification disparates. La ou les fonctions étudiées sont également diverses : fonctions de service, fonctions d'évaluation, fonctions de traitement. Le cadre de l'étude doit être aussi pris en compte : contraintes ou variables déduites de l'environnement, la réglementation, des usages, etc.

2.1. Schéma fonctionnel global Energie

Matières premiers liquide

Opérateur

Commande

Détergent liquide

Mélanger les différents ingrédients

Bruit + Chaleur

Mélangeur de détergent liquide

Figure 26: Modélisation de système

2.2. Saisi du besoin La conception du mélangeur était demandée par la société CHIMIDET pour avoir une unité de mélange qui tient compte des exigences propres à leur processus de production de détergent liquide.

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2.2. Enoncé du besoin Les besoins devront être exprimés sous forme de fonctions permettre un choix lors de l'étude technique. Ces fonctions doivent donc être listées, classées et explicitées Le diagramme bête à cornes permet d'isoler l'objet étudié afin d'identifier le principal destinataire, sa matière d'œuvre

et

d'exprimer sa fonction globale Pour établir la bête à cornes, il est essentiel de se poser les trois questions suivantes : 1. A qui rend-t-il service (A quoi ?) 2. Sur qui (Sur quoi) agit-il ? 3. Dans quel but ?

Détergent liquide

Operateur

A qui rend-il service ?

Sur quoi agit-il ?

Mélangeur de détergent liquide

Dans quel but ?

Mélanger et homogénéiser le détergent liquide Figure 27: Outil bête à corne de système

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2.3. Valider le besoin Pour valider le besoin on pose les questions suivantes : 

Pourquoi ce besoin existe-t-il ? o

Pour faciliter à l’opérateur d’avoir un mélangeur qui respecte les exigences de processus de production



Que-ce qui pourrait faire disparaitre ce besoin ? o



l’utilisation d’un nouveau processus de production.

Pensez-vous que les risques d’avoir disparaitre ou évaluer o

Oui

2.4. Diagramme pieuvre

L'outil "diagramme pieuvre" est utilisé pour analyser les besoins et identifier les fonctions de service de produit. En analysant le produit, on peut en déduire le diagramme "pieuvre", graphique circulaire qui met en évidence les relations entre les différents éléments de l'environnement du produit. Ces différentes relations sont appelées les fonctions de services qui conduisent à la satisfaction du besoin.

Détergent Module d’agitation

Cuve FP2

FP1

Opérateur & Ergonomie

FC1

Usine

FC6

Mélangeur de détergent liquide

FC5

Hygiène FC2

Sécurité

FC3

FC4

Energie

Coût

Figure 28: Diagramme Pieuvre

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Fonctions de service FP1 : Permettre le mélange et l’homogénéisation de détergent liquide FP2 : Permettre de contenir le détergent et son chauffage FC1 : Être facile à manipuler et satisfaire les critères ergonomiques FC2 : Assurer la sécurité de l’operateur FC3 : S’adapter aux sources d’énergies disponibles FC4 : Être peu couteux FC5 : Respecter les règles d’hygiène de produit FC6 : S’adapter à l’atelier de l’usine

2.5. Hiérarchisation des fonctions de service

Afin de hiérarchiser ses fonctions de service, on utilise la méthode de tri croisé qui permet de comparer ses fonctions une à une et d’attribuer à chaque fois une note de supériorité allant de 0 à 3 : 0: Pas de supériorité 1 : Légèrement supérieur 2 : Moyennement supérieur 3 : Nettement supérieur Tableau 4 : Tableau de tri- croisé.

Fp1

Fp2 Fp1 0 Fp2

Fc1 Fp1 1 Fp2 1 Fc1

Fc2 Fp1 2 Fp2 1 Fc1 0 Fc2

Fc3 Fp1 1 Fp2 0 Fc3 1 Fc2 0 Fc3

Fc4 Fp1 2 Fp2 1 Fc1 1 Fc4 1 Fc4 1 Fc4

Fc5 Fp1 3 Fp2 1 Fc5 1 Fc5 0 Fc3 0 Fc4 1 Fc5

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Fc6 Fp1 3 Fp2 2 Fc1 1 Fc2 2 Fc6 1 Fc4 1 Fc6 1

Points

%

12

41.9

6

19.35

2

6.4

3

9.6

1

3.2

4

12.9

1

3.2

Fc6

2

6.4

Totale

31

100%

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30 30

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45 40 35 30 25 20 15 10 5 0 FP1

FP2

FC4

FC2

FC1

FC6

FC3

FC5

Figure 29 : Diagramme de souhaits en %

2.6. Elaboration du cahier des charges fonctionnel (CDCF) ( )

Le cahier des charges fonctionnel (CDCF) est un document formulant formulant le besoin, au moyen de fonctions détaillant les services rendus par le produit et les contraintes auxquelles il est soumis.

Tableau 5 : Cahier de charge fonctionnel

Fonctions

Niveau

Flexibilité

--------

--------

120 tr/min

+/- 10 tr/min

3000 Pa.s

+/- 200 Pa.s

-Capacité

1000 L

Max

Permettre de contenir le détergentt et son chauffage

-Température de chauffage

80°C

+/- 10°C

-Durée de chauffage

30 min

Max

Être facile à manipuler et

- Accessibilité aux différents sous

satisfaire les critères

systèmes

ergonomiques

- Respect de l’espace du travail

Permettre le mélange lange et

FP1

l’homogénéisation de détergent liquide

FP2

FC1

Critères

- Flux radial et axial -Vitesse de rotation de mobile d’agitation - Viscosité maximale de liquide

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--------

--------

--------

--------

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FC2

FC3

Assurer la sécurité de l’operateur

Norme

Impératif

-Tension de secteur

220-380 V

---------

-----

-----

Coût de fabrication

20000DT

Max

Matériaux de système

INOX

--------

-

Dimension de

L*l* H

l’installation

3m*3m*3m

d’alimentation

d’énergies disponibles

Être peu couteux

FC5

Respecter les règles d’hygiène de produit

FC6

- Sans danger pour l’utilisateur

S’adapter aux sources

FC4

S’adapter à l’atelier de l’usine

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-Pression de vapeur

-

-

+/- 0.5m

2.7. Diagramme FAST

Lorsque le besoin est déjà identifié, le concepteur doit chercher une solution technique qui lui permet de satisfaire ce besoin. Pour atteindre cette finalité, il faut procéder à une démarche rationnelle qui se traduit par une analyse descendante en convertissant les fonctions de service en fonctions techniques de plus en plus élémentaires, et ceci en se basant sur le diagramme FAST. On présente ciaprès les différents diagrammes relatifs aux fonctions de services majorées.

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Turbine à pâles inclinés Génération de flux turbulent

Hélice Style Marin

FP1: Permettre le

Une combinaison des turbines

mélange et l’homogénéisation de détergent liquide

Moto-réducteur Génération de mouvement d’entrainement

Moteur avec variateur de vitesse

Servomoteur

Acier Inoxydable Résister aux agressions chimiques de détergents

Matériau Composite

Matériau Plastique Cuve à fond plat

FP2: Permettre de contenir le détergent et son chauffage

Eviter les zones de mortes

Cuve à fond conique

Cuve à fond bombé Jacket double paroi Chauffer le mélange Chauffage demi enveloppe

Serpentin intérieur Isoler thermiquement la cuve

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Laine de Roche

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Les travaux précédents ont permis de trouver un nombre important de solutions possibles, il est nécessaire d’apporter un modèle d’aide à la décision, lui, même assorti d’outils consiste a suivi les étapes suivantes : 

Choix des critères



Valorisation par critère



Valorisation globale



Analyse de résultats

2.8. Justification du choix des différents solutions technologiques fonctionnelles

Pour une meilleur génération de flux turbulent (combinaison entre un flux radial et en meme temps axial) et en seréférent à la recommendation de l'industriel, le choix d'une combinaison de turbine est fait. La solution de motorisation avec motoréducteur a été choisis pour sa conservation du couple transmis qui n est pas le cas des motorisations avec variateur de vitesse (robustesse ). Le choix de matériaux INOX 316L pour l'ensemble de mélangeur est approuvé par sa résistance au agression des produits chimiques] employé durant le process et par un exellent caractère de soudabilité[ANNEXE 1]. Ce qui va faciliter la mise en fabrication de la solution par une construction mécano-soudé [ANNEXE 2] . Le choix de la forme de cuve à fond bombé est pris en compte parcequ'il assure une bonne répartition des pressions internes et externes. Ce qui permet d'éliminer d'une manière significatif les zones de concentration de contraintes illustrées dans les cas des cuve à fond plat et à fond conique. Pour le système de chauffage, on a choisis le système chauffage par vapeur livrés dans une jacket double parois pour sa capabilité a produire un chauffage bien réparti et pour cout de mise en oeuvre économique. Le chauffage à demi enveloppe enregistre parfois un risque majeur de fragilisation de la paroie de la cuve qui va être exposée à la gradient de tempéture issue de l'opération de soudage. La laine de roche est un matériau minéral d'origine volcanique qui est très prisé dans le secteur industriel pour ses propriétés exceptionnelles en matière d'isolation thermique, d'absorption acoustique, de résistance au feu et à l'humidité. Au-delà de ses nombreux avantages, la laine de roche est en outre très économique avec un prix de base compris entre 10 et 30DT par m², c'est l'un des isolants les plus compétitifs du marché, et celui qui dispose du meilleur rapport qualité/prix [ANNEXE 3].

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CHAPITRE 3 : CALCUL ET DIMENSIONNEMENT

Dans ce chapitre, on va présenter le calcul et dimensionnement des différents composants constituant l’ensemble. Un calcul préliminaire par étude numérique sur ANSYS-Fluent de la cuve agitée par deux turbines à quatre pâles inclinées sera abordé. Une modélisation des différents éléments d'entrainement et de transmission de mouvement sera présentée pour aboutir aux choix de motorisation. Un dimensionnement de la structure porteur de l'ensemble cuve sera vérifié en utilisant un logiciel de OSSATURE-RDM 6. Une simulation par éléments finis va être conduite sur le code de calcul AbAQUS pour dimensionner la jacket et la console porteur de la cuve.

3.1. Etude numérique d’une cuve agitée par deux turbines à 4 pâles inclinées Cette rubrique est consacrée à l’étude numérique d’une cuve agitée par deux turbines à 4 pales inclinées. Le but est de vérifier l’efficacité de la configuration choisie du mélangeur, quantifier les pressions exercées par le fluide sur le mobile d’agitation et la cuve. Nous s’intéresserons en premier lieu à la conception de la cuve du mobile d’agitation et la génération du maillage, ainsi que les résultats des simulations numériques.

3.1.1. Conception et méthodes numérique - Les méthodes numériques : Les méthodes numériques généralement utilisées sont celles des différences finies, des éléments finis et des volumes finis. Pour remédier aux problèmes de la mécanique des fluides, la méthode des volumes finis est la plus appropriée. Il existe plusieurs codes de calcul pour résoudre les équations aux dérivées partielles. On utilise dans notre cas le code de calcul Fluent. - Le code de calcul : Fluent est un solveur largement utilisé pour la simulation numérique des écoulements des fluides. L’avantage d’un tel logiciel est qu’il dispose d’un grand nombre de modèles capables de résoudre divers problèmes en mécanique de fluide : écoulement multiphasiques, turbulence, combustion…etc. Ce logiciel édité par ANSYS dispose de trois éléments : 





Le préprocesseur Gambit : Il permet la conception du modèle à étudier et de définir la géométrie, les conditions aux limites et la nature du matériau (fluide ou solide). Il propose, également plusieurs types de maillage en s’adaptant avec toute géométrie proposée. Le processeur : Il permet de définir les conditions opératoires du cas étudié et les spécifications des conditions aux limites (vitesse, pression, gravité, viscosité…) ainsi que le mode itératif de la résolution. Il offre aussi une interface permettant le contrôle à tout instant de la convergence de la solution. Le post-processeur : Il offre à son tour une bonne diversité de schémas à exploiter tels que les contours, les lignes de courant, le champ de vecteur et la trajectoire des particules. Il nous donne aussi la possibilité de visualiser les courbes d’évolution de toutes les variables de l’écoulement.

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3.1.2. Description de la gémétrie de mélangeur

Figure 30 : Configuration des dimensions proportionnelles standards des systèmes mélangeurs

La figure ci-dessus nous indique les dimensions standards proportionnelles utilisées pour la conception des systèmes mélangeurs afin de garantir le bon fonctionnement. Cette configuration est utilisée et approuvé par la majorité des laboratoires de recherche. La plupart des relations empiriques développées dans le domaine de recherche sont issues de cette modélisation. En effet, en partant de diamètre intérieur de cuve, nous pouvons déterminer la totalité des dimensions de l’organe agitateur et l’emplacement des turbines. Pour notre configuration de mélangeur de 1000L , on a les dimensions suivants : D=1100 mm , H=1216mm, d= 500 mm, W=100 mm

3.1.3. Génération de maillage et conditions aux limites

La création du maillage est une étape délicate. La qualité du maillage est définit par le raffinement des mailles. En effet, un maillage assez serré conduit à des résultats plus précis tandis que cela augmente considérablement le nombre de mailles ce qui entraine un temps de calcul plus long. Il est nécessaire de définir deux zones rotor entourant les deux turbines (MRF : Moving Reference Frame) et une zone stator. Pour avoir un maillage optimal, on eu recours à diviser le domaine en trois parties. Les deux zones de milieu qui contiennent les turbines, ont un maillage plus serré que l’autre. Elle comprend le MRF, maillé en tétraédrique. La zone stator est elle aussi maillé en tétraédrique mais avec un maillage plus large.

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Zones Stator

Turbines

MRF zones

(a)

(b)

Figure 31 : (a) Vue de face de l’'ensemble avec maillage ; (b) Vue de dessus maillée

3.1.4. Conditions aux limites Les conditions aux limites de notre problème sont présentées dans le tableau suivant : Tableau 6 : Différents conditions aux limites du problème

Elément géométrique

Type de condition aux limites

Parois de la cuve

WALL

Turbines

WALL

Sommet de réservoir

Pressure Outlet avec P = Patm

Zone entourant l’agitateur

Fluid-MRF avec vitesse de rotation N = 120 RPM

Interface MRF/cuve

Interface

3.1.5. Conditions opératoires de modélisation Pour notre cas, on a choisis :     

Le mode tridimensionnel à double précision. Une vitesse angulaire égale à 120tours/minute. L’écoulement stationnaire. Le modèle k-ε standard. La technique Moving Reference frame pour la zone rotor.

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3.1.6. Résultats et discisions 3.1.6.1. Simulation de la turbulence et de la vélocité de mélange D’après la figure suivante,, on remarque que la solution de mobile d’agitation produit une turbulence au niveau de mélange dans toute la cuve. C’est qui va assurer par la suite le mixage des produits à mélanger. Une distribution efficace qui va éliminer toute zone morte (zone de stagnation) dans la cuve.

Figure 32 : Contour de l’intensité de turbulence de mélange en pourcentage

O

Figure 33: la vélocitéde fluide en (m/s)

On remarque une bonne distribution de vélocité dans l’ensemble de la cuve plus précisément au niveau du fond qui présente en générale un risque de présence des zone zones mortes.

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3.1.6.2. Simulation de la pression intérieure dans la cuve

Figure 34: la pression relative totale (pascal)

Figure 35: la pression statique au milieu de cuve (pascal)

La paroi intérieure de la cuve est soumise à une pression maximale de valeur 1.16 bar. 3.1.6.3. Simulation de la pression sur les deux turbines

Lorsque l’agitateur est en rotation, le fluide s’échappe par le haut et le bas des pales rencontrées, ce qui engendre une pression sur les pales.

Figure 36: la pression dynamique appliquée sur les deux turbines

On remarque que pression sur la face avant de la pale est plus importante que celle de la face arrière. La pression maximale sur la face avant est de : 46900 Pa. Ce qui n’engendre aucun risque sur la résistance des hélices des turbines.

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Récapitulation : la simulation numérique de notre modèle de mélangeur sur Fluent nous a aidé à valider notre choix des turbines utilisées et leurs disposition dans la cuve. Ce résultat a approuvé que l effet dynamique de fluide n’a pas une grande influence sur la pression appliqué à la paroi intérieur.

3.2. Calcul du mobile d’agitation

La puissance Pd consommée par un système d’agitation est une fonction des propriétés physiques du fluide, des caractéristiques géométriques du système, de la vitesse de rotation de l’agitateur et d’autres grandeurs physiques comme l’accélération due à la pesanteur par exemple. Cette puissance consommée P peut donc s’exprimer en fonction des grandeurs suivantes : Pd = f (d, µ, ρ,

w,

g, autres paramètres géométriques)

Où      

Np est le nombre de puissance du système d’agitation ou encore le coefficient de traînée du mobile d’agitation dans le fluide. w est la vitesse de rotation du mobile d’agitation (tr/s) d est le diamètre du mobile d’agitation (m) ρ est la masse volumique du fluide (kg/m3) g est l’accélération de la pesanteur (m/s2) µ est la viscosité dynamique du fluide en Kg/(m/s)

3.2.1. Calcul de la puissance consommée La puissance dissipée, Pd (W), dans le fluide, correspond à la puissance totale transmise à l’axe du mobile d’agitation, c’est-à-dire la puissance nécessaire à l’entraînement du mobile d’agitation qui comporte une seule turbine à 4 pales inclinées[ Bakker,1995].

Pd=Np ρ w3 d5 Le nombre de puissance du mobile d’agitation, Np, dépend d’un grand nombre de variables telles que des caractéristiques physico-chimiques du fluide, des caractéristiques dynamiques ou cinématiques et des caractéristiques du système d’agitation en lui-même. Pour une famille de systèmes d’agitation en similitude géométrique, le nombre de puissance, Np, est uniquement fonction des deux nombres sans dimension les plus couramment rencontrés dans le cadre de l’étude des écoulements en cuves agitées : le nombre de Reynolds, Re , et le nombre de Froude,Fr. Le nombre de Reynolds du mobile d’agitation, Re, caractérise le rapport entre les forces d’inertie et les forces de viscosité. Le nombre de Froude du mobile d’agitation, Fr, caractérise le rapport entre les forces d’inertie et les forces de gravité.

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=

=

AN :

AN :

w= 2 tr/s

w= 2 tr/s

d=0.5m

d=0.5m

g=9.81m.s-2

g=9.81m.s-2 ;

Fr=0.2

Re=176.16

; ρ= = 1057 kg/m3 =3 kg/(m.s)

Il est admis que le nombre de puissance, puissance Np, devient indépendant du nombre de Froude, Fr, pour des nombres inférieurs à 300 [Herman,2 Herman,2010]. Fr=0.2< 300 En passant parr les caractéristiques caractéri du notre système d’agitation,, la disposition des turbines, le nombre des pales et leur inclinaison, on peut déterminer le nombre de puissance, Np à l’aide d’un courbe reliant Np avec le nombre de Reynolds, Re [ Bakker,1995] .

Figure 37: Nombre de puissance et le nombre de pompage en fonction de nombre de Reynolds Re pour les turbines à 4 pales inclinées de 45°

À partir de la courbe, pour une valeur de Re=176.16 Re=176.16 et Np=2 on peut calculer la puissance dissipée par une seule turbine à 4 pales inclinées Pd1 [DELAPLACE,2006] .

Pd1=Np ρ w3 d5 Département de Génie Mécanique écanique

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AN : Np=2 ;

ρ=1057kg/m3 ;

w=2 tr/s ; d=0.5 mm Pd1= 528.5 Watt

Tant que l’espacement entre les deux turbines dépasse leur diamètre la puissance dissipé par la deuxième turbine est : Pd2 =0.9 Pd1

AN : Pd2 = 475.65 Watt

La puissance totale consommée, dissipée, par les deux turbines est : Pd = Pd1 + Pd2

AN:

Pd = 1004.15 Watt

3.2.2. Calcul de la puissance moteur Le calcul de la puissance consommée par les turbines est issu de nombre de puissance, Np, qui a été déterminé à partir des essais expérimentaux et des calculs empiriques. Souvent ce calcul est efficace. Mais, avec une bonne pratique de conception, il faut que la puissance consommée par les deux turbines ne doive pas dépasser le 80% ou 90% de la puissance du moteur. Pour une conception conservative, pour des procédés incertains, cette puissance ne doit pas dépassée le 50% de la puissance du moteur [DICKEY,2004] . Dans notre cas, et puisque la société est en cours de développement et en cours d’enrichir sa panoplie des produits, il fallait mieux laisser une bonne marge de tolérance pour ce mélangeur pour assurer son efficacité. La puissance de moteur à choisir est : P=Pd + (Pd .0.5) AN : P = 1506 .225 ≈ 1.5 KW Tableau 7 : Caractéristiques des moteurs SEW

Notre choix est fixé sur la motorisation de type SEW de désignation DT90S4 et de puissance de 1.5 KW

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3.2.2. Choix des caractéristiques de l'ensemble moto-réducteur Dans le même contexte de la gamme de motorisation SEW-USOCOME , l'ensemble motoréducteur s'effectue selon le diagramme choix de réducteur RM |ANNEXE V]. Ainsi, Les motoréducteurs SEW Série RM à engrenages cylindriques avec moyeu long renforcé sont utilisés avant tout pour les applications telles que les mélangeurs et les agitateurs. Ils admettent des charges radiales et axiales particulièrement élevées ainsi que des couples de flexion importants. Les autres caractéristiques sont identiques à celles des motoréducteurs à engrenages cylindriques standards [ANNEXE V]. Notre choix a été fixé sur le réducteur RM57

Figure 38: Motoréducteurs SEW Série RM à engrenages cylindriques avec moyeu long renforcé

La désignation de motoréducteur choisis est de RM57 DT90 S4 BMG / MM 15 ML4 [Catalogue SEW]

3.3. Calcul de l'arbre d'entrainement porteur d'hélices Le calcul de diamètre de l'arbre à la fois au cisaillement et à la traction exige la connaissance de concepteur de la vitesse de rotation du mélangeur, le style, le diamètre, la puissance et l’emplacement de chaque turbine. Le couple maximal peut être déterminé à partir de l'équation )= suivante: ( AN : P=1.5Kw

;

N=120tr/mn

TQ = 119.36 Nm Où : TQ : le couple (N/m) P: la puissance de moteur [w] ;

N : vitesse de rotation [tr/s]

Après avoir déterminé la puissance du moteur nécessaire, la puissance au niveau de chaque turbine va prendre une nouvelle valeur calculée comme suit :

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=

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é ∑



é

AN : P1=789.47w P2=710.52w Le moment de flexion maximal est calculé comme suit :

=∑

.







Où :   

Li : la distance entre la turbine et le plus proche de guidage fH : facteur hydraulique de service N : la vitesse (tr/s)

AN: L1=1.6m

Mmax1 = 53.05 Nm

L2=1 m

Mmax2 =27.28 Nm

fh (standard) =1

Mmax =80.33 Nm

Le moment de flexion dépend de, fh, qui est un facteur hydraulique de service. Ce facteur est lié aux types de turbine et la condition de procédé d’agitation [DICKEY,2004] . De différentes valeurs approximatives de ce facteur peut être trouvé dans le tableau suivant .

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Tableau 8: Facteur hydraulique de service

Pour notre système, il est préférable de choisir un arbre creux pour entrainer le mobile d’agitation au lieu d’un arbre plein. Un tel choix nous permet de minimiser le poids par conséquent la charge axial subie par le moteur, gain dans la marge de vitesses à utiliser et la longueur permise. Le calcul de limite du cisaillement et la limite de traction va être appliqué sur les dimensions standards valables des tubes et en comparant les résultats avec les résultats valables dans le tableau 9, on choisira le diamètre et l’épaisseur à utilisé.

T σ



(

(

16

)

M

π +

(

16

)

d (d



d )

) (



)

Où :    

σs : la limite cisaillement [N/m2] σt : la limite de traction [N/m2] d0 : le diamètre extérieur du tube en [m] di : le diamètre intérieur du tube en [m]

Pour un tube de diamètre 35mm et d’épaisseur 3 mm inox 316l : [ Annexe VI] AN : σs= 39.259 MPa σt= 50.192 MPa

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Pour ces valeurs, notre tube qui va servir comme un arbre d’entrainement de mobile d’agitation vérifie les valeurs mentionnés dans le tableau suivant [DICKEY,2004]. Tableau 9: Les valeurs limites des contraintes de traction et de cisaillement de l'arbre en fonction de matériau de construction.

3. 4. Interprétation de l'effet dynamique sur l’arbre La fréquence naturelle est une caractéristique dynamique de la système mécanique. Le risque d’atteindre la frequence de vibration naturelle est plus present en utilisant des arbres monté en porte-à-faux . Ce phénomene risque de creé une déterioration catastrohique et brisque de l’arbre d’agitation surtout en lui mettant en rotation à vide sans la presence de liquide, puisque’on aura une vibration non amortie expliquée par l’absence des efforts de resistances qui vont deminuer l’amplitude de vibration. Pour remidier à ce problème, on utilise un guidage en rotation de deux cotés de l’arbre pour offrir une bonne marge de sécurité contre la fréquence de vibration naturelle de l’arbre . La solution se résume dans l'intégration de sytème de guidage de

Figure 39: Arbre porteur d'hélice

deux cotés de l'arbre.

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3. 5. Dimensionnement de la cuve 3.5.1. Dispositif de chauffage 3.5.1.1. Choix de la solution Notre choix est porté sur le chauffage à la vapeur en utilisant une cuve à double enveloppe. En tant que moyen de chauffage, la vapeur dispose des propriétés que d’autre moyens de chauffage n’offrent pas tel que:   

Un chauffage égale Un chauffage rapide -Précis et supérieure à 100°c

Figure 40: le chauffage à la vapeur en utilisant une cuve à double enveloppe

3.5.1.2. Calcul de la température de vapeur Avant de mélanger le fluide, il faut que la température moyenne de l’eau soit égale à 80 °C (contrainte technique indiqué dans le cahier de charge client). Pour atteindre cette température, on a besoin d’une durée de chauffage. Cette durée varie en fonction de la température de la paroi intérieure de la cuve. Afin de déterminer la température de la paroi intérieure de la cuve pour une durée de chauffage minimale, on a effectué une simulation numérique sur le module Flow-Simulation de Solidworks pour mesurer la durée de chauffage nécessaire, pour une porté de 900 litre d’eau d' une température de 20°c à une température moyenne de 80°c avec différentes températures de la paroi intérieure. Les résultats de la simulation sont récapitulés dans le tableau suivant :

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Tableau 10: Variation de la durée de chauffage en fonction de la température de la paroi intérieure

Température de la paroi intérieure (°C) Durée de chauffage(s)

110

120

130

140

150

160

170

180

190

200

250

300

400

3300

2600

2100

1770

1500

1260

1100

970

900

850

730

660

240

Afin de mieux visualiser les résultats, on tracera la courbe suivante de la duré de chauffage en fonction de la température au niveau du paroi .

t=F(T)

t(s) 3500 3000 2500 2000

t=F(T)

1500 1000 500 0 0

25

50

75 100 125 150 175 200 225 250 275 300 325 350 375 400 425

Tmoy(°c)

Figure 41 Evolution de la durée de chauffage en fonction de la température de la paroi intérieure

On remarque que la courbe évolue selon deux phases. Pour la première phase, on remarque la présence d’une pente qui montre que l’augmentation de la température engendre une diminution bien concerte de la durée de chauffage .Pour la deuxième phase, on remarque un changement de pente cela montre que l’augmentation de la température au delà de 170°c n’engendre pas une grand diminution de la duré de chauffage. Dans l’industrie, on cherche toujours à diminuer le temps de cycle de production. Dans notre cas, on va faire un compromis entre le temps de cycle et les limitations de conception de notre mélangeur. L’augmentation de la température de vapeur de chauffage engendre elle aussi une augmentation de la pression de cette vapeur, cette pression doit être tenue en compte lors de la conception. Pour notre mélangeur, on va choisir le 170°C comme température de la paroi intérieure de la cuve, cette température nous permet d’avoir une duré de chauffage (tch) de : tch = 1100 s = 18 mn et 6 s

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3.5.1.3. Détermination de pression de vapeur d’entrée La conductivité thermique de l’acier inoxydable utilisé pour construire la cuve est égale à 16,3(Wm-1K-1 ) à 170°C. Les pertes de la chaleur par conduction au sein de la cuve sont donc négligeables. On estime donc que la température de la paroi extérieure de la cuve et la température de la vapeur d’eau de chauffage sont égales à 170°C. Pour des raisons de simplification de calcul on a pris comme hypothèse que les pertes convective sont aussi négligeables puisque on va prévoir une isolation extérieure de la cuve. On ce référant au tableau [ANNEXEVII] .La pression du vapeur à 170°c est de 8 bars.

3.5.2. Calcul dimensionnel de la cuve de double paroi 3.5.2.1. Calcul d’épaisseur de l’enveloppe cylindrique des parois extérieures selon le CODAP [CODE CODAP]

Conditions de service Catégorie de construction C : faible facteur de défaillance éventuelle Pressions et températures on situation normale de service :    

Pression intérieur 0.8 Mpa Pression extérieur 0.1Mpa Pression de calcul 0.7 Mpa Température de service 170°c

L’épaisseur minimale nécessaire de l’enveloppe cylindrique e est donnée par l’une cette formule :

=

. 2 . −

AN :

f = f 2 =Rtp1,0 /1.6 Rtp1,0 (170°c) = 270 Mpa

e=3.56 mm

z=0.7 (catégorie C) P=0.7 Mpa L’épaisseur nominale de commande : -

en =4mm

De = Diamètre extérieur de l’enveloppe Di = Diamètre intérieur de l’enveloppe Dm = Diamètre moyen de l’enveloppe e = Epaisseur minimale nécessaire de l’enveloppe f = Contrainte nominale de calcul du matériau de l’enveloppe P = Pression de calcul z = Coefficient de soudure

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-

en=épaisseur nominale de commande



Calcul du fond bombé

o o o o o

Pour l’utilisation du fond tori-sphérique, il faut que ces conditions soient vérifiées: R ≤ De 0.06Di≤ r ≤ 0.02Di r ≥ 2e De ≥ 12.5 e épaisseur utile de la région périphérique ≥0.001 De

D’après la norme NF E 81-102 pour les fonds bombé de type GRC (torisphérique) , on a pour un diamètre extérieur De=1200mm les valeurs suivantes : De=1200 mm F= 230 mm

h= 40 mm R=1200 mm

r=120 mm

3.5.2.2. Calcul de l’épaisseur minimale du fond torisphérique L’épaisseur minimale nécessaire d’un fond torisphérique en un seul élément ou constitué de plusieurs éléments soudés de même épaisseur est donnée par la relation :

Avec : es =

P R 2  f  z _ 0,5  P

ey =  x (0,75 x R + 0,2 x Di) x

P f

 Di  eb = 0,0433 x ( 0,75 x R + 0,2 x Di)    r 

0 , 55

P 0,667 f

AN: Avec

 =0.95 [Annexe IIX] Di=De (securité)

es= 2.49 mm ey = 4.49 mm eb= 4 mm

Donc l’épaisseur nominal de commande est: en= 5mm

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3.5.2.3. Assemblage à recouvrement d’un fond torisphérique et l’enveloppe cylindrique [CODE CODAP]

Figure 42 :Assemblage à recouvrement d’un fond torisphérique et l’enveloppe cylindrique

D'après le code de calcul CODAP FA13.1.2, le calcul de l'assemblage à recouvrement d’un fond torisphérique et l’enveloppe cylindrique s'effectue de la manière suivante: Condition d’assemblage : e = MAX (es ; ec) ; a ≥ 2 e ; Partie B : g ≥ 0,7 ec ; Partie A : g ≥ 0,7 es ; hc ≥ 4 e Note 2: la ligne de tangence AN : es=4 mm ; ec=5 mm ; e=5 mm ;a= 10 mm Partie A ; g=4 mm ; Partie A : g= 4 mm hc=40 mm ; a=10 mm

3.5.2.4. Vérification de la résistance d’une enveloppe comportant une ouverture La vérification est effectuée pour les ouvertures d’entré et de sortie du vapeur. La vérification doit être faite que si :[CODAP, C5.1.4],

d > 0,14 x Dm e AN: d =38 mm; Dm = 1208 mm; e= 4mm

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condition vérifiée

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Figure 43 : Ouverture de tubulure soudée normale à la paroi d’une enveloppe cylindrique

Il faut donc vérifier la relation suivante: S x (f- 0,5 x P) + St x (ft- 0,5 x P) + Sr x (fr- 0,5 x P)

 PxG

Avec f=ft=fr  Calcul de la surface S S=exL L = ko x

Dm e

AN: Ko=1

;

L =69.51 mm

;

S= 277.56 mm2

 Calcul de la surface St St = (e x l) x et l = min {( Dm  et );(lt)} AN : St=400 mm2

et= 5 mm ; lt = 13mm  Calcul de la surface G

G = (L + re) x Ri + ri x( l + e) AN: re= 24mm ; Ri= 600 mm; ri=19 mm ; G = 52895 mm2 On passe à la vérification : AN:

S x (f- 0,5 x P) + St x (ft- 0,5 x P)=114006.8 ; P x G =37026.5 S x (f- 0,5 x P) + St x (ft- 0,5 x P ) > P x G

La condition est vérifiée sans avoir recoure au renforcement.

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3. 6. Paramètres de simulation de résistance de la citerne à la pression de

service de système de chauffage 3. 6.1. Modèle géométrique Pour des raisons de simplification de calcul, on a réduit notre cuve à un quart de cuve en tenant compte des conditions de symétrie sur les deux bords.

Figure 44 : Simplification du modèle 3D

3. 6.2. Paramètre de matériaux ** MATERIALS ** *Material, name=INOX316L-PL *Elastic 200000., 0.3 *Plastic 270., 0. 570., 0.43

3. 6.3. Conditions limites et chargement ** BOUNDARY CONDITIONS ** ** Name: BC-1 Type: Symmetry/Antisymmetry/Encastre *Boundary Semelle, ENCASTRE ** Name: BC-2 Type: Symmetry/Antisymmetry/Encastre *Boundary Bord 1, YSYMM ** Name: BC-2-Copy Type: Symmetry/Antisymmetry/Encastre *Boundary Bord 2, YSYMM **

Figure 45: Conditions limites

** LOADS

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** ** Name: Load-1 *Dsload Int_Cuve, P, 0.7 **

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Type: Pressure

Figure 46: Chargement d'une pression de 7 bar à l'intérieur de la jacket

3. 6.4. Maillage

Figure 47: Maillage du modèle

Nombre d'élements: 28879, Geometric deviation factor > 0.2: 0 (0%) Average geometric deviation factor: 0.00619, Worst geometric deviation factor: 0.0328

3. 6.5. Resultats des simulations et discussions Les simulations sont conduite avec le modèle géométrique sans renforcement afin de pouvoir localiser les zones des concentrations de contraintes qui présentent des zones de faiblesse à renforcer. Et dans une deuxième étape, les simulations effectué après renforcement de ces zones pour montrer l'efficacité de la solution employé. Toute en indiquant que la solution est déjà intégrée dans le code de calcul CODAP.

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3. 6.5.1. Citerne sans renforcement pression de service 8 bar=0.8 mpa

Figure 48: Contraintes de Von Mises au niveau de la paroi extérieur et la paroi intérieure pour le modèle sans renforcement

Figure 49: Indication des zones de concentration de contraintes pour le modèle sans renforcement

Figure 50: Indication des zones de concentration de contraintes dans le modèle 3D complet pour le modèle sans renforcement

Les figures ci dessus montrent que la paroi intérieure de la cuve et la paroi de la jacket présente des niveaux de contraintes ne dépassant pas 159 MPa < Limite d'élasticité pratique du matériaux de construction. Sauf qu'au niveau des limites d'accrochage de la jacket à la cuve présente des zones de concentrations de contraintes qui peuvent générer par suite des accidents d'éclatement de la jacket. C'est pour ce là, nous somme obligé à les renforcer par un doublement de l'épaisseur de la tôle localisé au niveau de la zone d'accrochage.

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3. 6.5.2. Citerne avec renforcement pression de service 8 bar=0.8 MPa Défauts de calcul

Figure 51 Répartition des Contraintes de Von Mises au niveau de la paroi extérieur et la paroi intérieure pour le modèle avec renforcement

Figure 52: Correction des zones de faiblesse en doublant l'épaisseur de la tôle dans les bords de soudage

Les figures 51 et 52 montrent l'efficacité de la solution mis en jeux. Les zones de faiblesse ne présente aucun problème après le renforcement et on passe ainsi d'une contrainte maximale de 159 MPa à 139MPa. Le niveau de contrainte de 271MPa en rouge sont des défauts de calcul due aux conditions de symétrie et n'entre pas dans nos interprétations.

Figure 53 Répartition des Contraintes de Von Mises Modèle 3D après Symétrie

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D'après la figure 54, le niveau de l'amplitude de déplacement en tout point de la structure de la cuve renforcé est très faible de l'ordre de quelques dixième de millimètres avec un niveau maximale de 0.896 mm.

Figure 54: Répartition de l'amplitude de déplacement en tout point de la structure de la cuve

3. 7. Analyse statique de console par simulation numérique La vérification de la résistance mécanique de la console parai une chose primordiale pour s'assurer de la fiabilité de système de levage de l'installation de mélangeur. l'étude va être conduite sur SOLIDWORKS Simulation.

3.7.1. Propriétés du matériau Tableau 11 Tableau des propriétés de matériau Inoxydable fortement allié 1.4404 (X2CrNiMo17-12-2)

Nom du matériau:

1.4404 (X2CrNiMo17-12-2)

Description:

X 2 CrNiMo 17 13 2

Source Matériau:

316L

Type de modèle de matériau: Critère de ruine par défaut: Nom de la propriété Module d'élasticité Coefficient de Poisson Module de cisaillement Masse volumique Limite de traction Limite d'élasticité Coefficient de dilatation thermique Conductivité thermique Chaleur spécifique

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Linéaire élastique isotropique Contrainte de von Mises max. Valeur Unités Type de valeur 1.9e+011 N/m^2 Constante 0.28 NA Constante 7.9e+010 N/m^2 Constante 7800 kg/m^3 Constante 6.5e+008 N/m^2 Constante 5.2e+008 N/m^2 Constante 1.1e-005 /Kelvin Constante 14 W/(m.K) Constante 440 J/(kg.K) Constante

57 57

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3.7.2. Informations sur le maillage

Tableau 12: Paramètres de maillage de la semelle

Type de maillage:

Maillage volumique

Mailleur utilisé:

Maillage standard

Transition automatique:

Désactivé(e)

Maillage lissé:

Activé(e)

Vérif. du Jacobien:

4 Points

Taille de l'élément:

14.517 mm

Tolérance:

0.72587 mm

Qualité:

Haute

Nombre d'éléments:

8378

Nombre de noeuds:

15941

3.7.3. Conditions aux limites et chargement

Figure 56 : Définition des chargements sur la structure (Pression de charge sur les bords de joint de soudure de 7 mm)

Figure 55: Définition des conditions limites : encastrement au niveau des boulons de fixation

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3.7.4. Présentation des résultats globaux de la simulation numérique

Figure 58 Répartition des déformation plastique de Von Mises sur la console après chargement

Figure 57 : Répartition de déplacement sur la console

D'après la figure 56, on remarque que niveau des déformations plastique enregistré est très faible avec une valeur max de 0.3%. Ainsi, les contraintes produites ne dépassent pas 150 MPa au niveau des alésages des boulons. Ce qui nécessite une vérification de résistance de ces éléments.

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Figure 59:: Répartition de la déformation élastique sur la console

La figure ci dessus montre un déplacement maximale de 0.4 mm au niveau de la facette supérieur de la console. Mais ais toujours, on indique que ce niveau est négligeable et il n' a pas d'effet sur la structure.

3. 8. Calcul de vérification de résistance des boulons de fixation de la console Généralement, lorsque la ligne d'action de l'effort appliqué est excentrée par rapport à l'axe du boulon, une traction additionnelle est induite dans le boulon par effet de levier. Au niveau de la déformée flexionnelle des semelles, les boulons jouent le rôle de pivot. Donc on devra vérifier la résistance r en traction du boulon ( Ft.Rd). Soit As la section la plus faible du boulon ( suivant les cas, section ction résistante ou section à fond de filet). L’effort de traction résistant est de As fub après de nombreux essais, cette valeur est minorée par un coefficient 0.9 et on applique un coefficient de sécurité sur l’acier [ANNEXE IX]. Ft.Rd = 0.9 As fub/ γMb avec γMb=1.5 Figure 60:: boulons soumis en traction

AN

Ft.Rd (Boulon de D=20mm) = 96132 N >> 1946 N ==> la résistance des Boulon est largement vérifiée.

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3.9. Calcul de vérification de résistance de cordon de soudure attache de console à la cuve 3.9.1. Paramètres ramètres des cordons d’angles    

Section de gorge : Aw = a.L Section de contact : As = s.L a = la gorge L = la longueur du cordon

CUVE

F

Figure 61:: Modélisation assemblage par soudure Console -Cuve

En réalité, le joint n’a pas une section triangulaire et on considère donc la gorge a comme étant la hauteur du plus grand triangle inscrit dans le cordon. le cordon est soumis uniquement à une contrainte de cisaillement.. On pose a=7mm La section d'accrochage égale: Section= a.√2.L*2 = 7*.√2*2*250= *2*250= 4950 mm2 ( 2 Cordons de soudures cotés sup supérieur et inférieur).

3.9.2. Critères à vérifier pour modéliser l’état l’é de ruine d’un cordon soudé Les contraintes à considérées sont celles sur le plan critique (plan résistant) : F = force appliquée à la soudure

βw = coefficient de corrélation

Figure 62:Plan critique

fu = valeur nominale de la résistance ultime en traction de la plus faible des parties assemblées

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On recherche la borne inférieure de résistance. On assimile donc tout cordon à un cordon latéral soit on considère le cordon comme s’il était soumis uniquement à une contrainte de cisaillement τ// . Le critère général devient donc :

fvw.d= résistance de calcul au cisaillement de la soudure fu = valeur nominale de la résistance ultime en traction de la plus faible des pièces assemblées βw= facteur de corrélation γM2= 1,25 Pour un cordon de gorge a et de longueur L, l’effort résistant de cisaillement vaut Fw.Rd = fvw.d.a.L Indépendamment de l’orientation de la soudure.

Tableau 13: Propriétés selon matériau Fy fvw.d Fw.Rd Fu (MPa) (MPa) (MPa) (KN)

Acier

w

316L

1,00

550

220

254

1257

S355

0,90

510

355

262

1297

le cordon de soudure est largement vérifié.

3. 10. Etude de la structure sur RDM6 Module Ossature 3.10.1. Modèle géométrique

Figure 63: (a) Numérotation des nœuds de la structure , (b) Numérotation des poutres de la structure

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3.10.2. Conditions limite & chargement

Figure 64: Définition des conditions limites et charges

Définition des conditions limites et charges +-----------------------+ | Liaison(s) nodale(s) | +-----------------------+ Noeud

7 : dx = dy = dz = rotx = roty = rotz = 0

Noeud 39 : dx = dy = dz = rotx = roty = rotz = 0 Noeud 19 : dx = dy = dz = rotx = roty = rotz = 0 Noeud 40 : dx = dy = dz = rotx = roty = rotz = 0 NB : Tout les poutre sont soudés entres eux par soudage (hypothèse : la structure est considéré comme un bloc) +----------------------+ | Cas de charge(s) | +----------------------+ 4 Charge(s) uniformément répartie(s) [ N/mm ] Poutre Poutre Poutre Poutre

43 30 35 39

: : : :

px px px px

= = = =

0.0 0.0 0.0 0.0

py py py py

= = = =

0.0 0.0 0.0 0.0

pz pz pz pz

= = = =

-15.57 -15.57 -15.57 -15.57

3.10.3. Définition du matériau des poutres Matériau des poutres : S345 Module de Young

en

MPa : 210000

Coefficient de Poisson : 0.3

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Masse volumique en

kg/m3 : 7800

Coefficient de dilatation Conductivité en

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( x 10e6 ) en

1/K : 15

W/(m.K) : 35

Capacité volumique en

MJ/(m3.K) : 3.70

Limite élastique en MPa : 345

3.10.4. Définition de section de poutres

NB : les poutres utilisées sont devisé en deux catégories : - Poutres en couleur jaune de section 100mm*100mm avec une épaisseur de 10 mm. - Poutres en couleur bleue de section 100 mm * 100 mm avec une épaisseur de 5 mm. [ ANNEXE IX]

Figure 65: Répartition des sections des poutres

Figure 66: Représentation de la déformée des poutres

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3.10.5. Données sur le déplacement nodaux +---------------------------------+ | Déplacements nodaux [ mm, rad ] | +---------------------------------+ Déplacement maximal sur x = 4.3767E-01 mm [ Noeud 33 ] Déplacement maximal sur y = 4.8578E-01 mm [ Noeud 29 ] Déplacement maximal sur z = 8.9135E-01 mm [ Noeud 25 ] Déplacement maximal = 9.9614E-01 mm [ Noeud 29 ]

Figure 67: Diagramme de distribution des contraintes normales dans la structure Contrainte Maximale affichée égale 114.98 MPa

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Figure 69: Diagramme de distribution de l’effort normal dans toute la structure Nmax= 97315.9 N

Figure 68: Diagramme de distribution de moment fléchissant dans toute la structure

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MFy max= 5658663.03 N.m ; MFz max= 7574650.14 N.m

Figure 70: Distribution des contraintes de Von Mises au niveau de la section de milieu de la surface supérieure de support de console de section carrée creux de 100mm*100mm*10 mm.

Figure 71 Distribution des contraintes de Von Mises en section de la poutre au niveau des nœuds de renforcement de la structure : 49,50,51,52 ; Section 100mm*100mm*10 mm Récapitulation : Notre structure est vérifiée puisqu’elle affiche des niveaux de déplacements très faibles de l’ordre de 1/10 de mm et des niveau des contraintes ne dépassants pas une valeur maximale de 114.98 MPa qui est inférieur à la limite élastique pratique de matériau S345 égale à 345/2= 172.5MPa (Coefficient de sécurité = 2).

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CONCLUSION GENERALE ET PERSPECTIVES

L’élaboration de ce projet de fin d’études m'a permis de mettre en pratique les connaissances théoriques requises durant les années de nos études à l'école nationale d'ingénieurs de Monastir. Afin d’améliorer le procédé de production des savons liquide, notre conception innovatrice est capable d’apporter un rapport qualité-prix abordable. Compte tenue de certaines exigences de l’industriel, cette installation devra être flexible et adaptables à la plupart des gammes des produits existants dans la société. Une solution de conception vérifiant les critères imposés par le cahier des charges a été élaborée. Dans l’objective de mettre en œuvre la solution déjà conçue, une étude d’élaboration d’un dossier de fabrication devra être mené afin de mettre en place la machine. A la fin de ce travail, je souhaite avoir apporté un plus à la société CHIMIDET par l’élaboration d’une solution pour leur problématique.

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Références bibliographiques

[Bakker, 1995] Bakker A. & al, “ Properly Choose Mechanical Agitators for Viscous Liquids, ” Chem. Eng. Prog., pp. 25 – 34, 1995. [Xuereb , 2006] Xuereb C. & al, Agitation et mélange: Aspects fondamentaux et applications industrielles, Collection: Technique et Ingénierie, Dunod, L'Usine Nouvelle, 2006 , EAN13 : 9782100497003

[Herman , 2010] Herman Ch., Thèse université libre de Bruxelles , Contribution à l'étude de la cristallisation, par refroidissement en cuve agitée, de substances d'intérêt pharmaceutique présentant un polymorphisme cristallin , chapitre4 : Caractérisation de l’écoulement et du mélange générés dans les cuves agitées au sein desquelles se déroule l’opération de cristallisation, 2010. [Delaplace , 2006] DELAPLACE Gu. & al, Document technique de l’ingénieur, Mélange des produits pâteux : Caractéristiques d’un système agité, F 3 350 , 2006 [DICKEY , 2004] DICKEY D. S. & al , CHAPTER 21,Mechanical Design of Mixing Equipment, Handbook of Industrial Mixing, 2004, M ixTech, Inc. & Chemineer, Inc. [SEW , 2006] Manuel Réducteurs & Motorédcuteur SEW, USOCOME France ,11358823/FR , version 11/2006 [USOCOME , 2014] http://www.usocome.com/ Juin 2014 [CODAP ] Code de calcul des appareils à pression CODAP

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ANNEXES

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ANNEXE I : TRAITEMENT ANTICORROSION DES ACIERS

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ANNEXE II :ACIER INOXYDABLE AUSTENITIQUE NUANCE 316L

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ANNEXE III :CARACTERISTIQUE THERMIQUE DES DIFFERENTS MATERIAUX D'ISOLATION

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ANNEXE IV :NORMES DE FIXATION DES BOULONS

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ANNEXE V : CHOIX DE REDUCTEUR TYPE RM

Diagramme de choix d'un réducteur RM

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ANNEXE VII : DIAMETRES STANDARTS DES ARBRES

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ANNEXE VII : TABLE DE LA TEMPERATURE VAPEUR

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ANNEXE VIII: GRAPHIQUE C3.1.5 - VALEURS DU COEFFICIENT POUR LES FONDS TORISPHERIQUE

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ANNEXE IIX: STANDART DES PROFILES CARRE CREUX

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ANNEXE IX: Etude de la structure sur RDM6 Module Ossature :Modèle géométrique

Numérotation des nœuds de la structure & numérotation des poutres de la structure Tableau des coordonnées des tous les nœuds constituants le modèle RDM Noeud

x

y

z

Noeud

x

y

z

1

0

0

0

2

594

0

0

3

594

575

0

4

594

575

-486

5

1944

575

0

6

1944

575

-486

7

1944

575

-1950

8

1944

0

0

9

2519

0

0

10

2519

575

0

11

2519

1925

0

12

1944

1925

0

13

1944

1925

-486

14

2519

2500

0

15

1944

2500

0

16

594

1925

0

17

0

1925

0

18

594

1925

-486

19

594

1925

-1950

20

0

2500

0

21

594

2500

0

22

0

575

0

23

1144

1925

0

24

594

1375

0

25

594

1375

650

26

594

1125

650

27

594

1125

0

28

1144

575

0

29

1144

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650

30

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575

0

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1125

0

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1125

650

34

1944

1375

650

35

1944

1375

0

36

1144

1925

650

37

1394

1925

650

38

1394

1925

0

39

594

575

-1950

40

1944

1925

-1950

41

1269

1925

0

42

1269

2500

0

43

1944

1250

0

44

2519

1250

0

45

1269

575

0

46

1296

0

0

47

594

1250

0

48

0

1250

0

49

1944

1250

-486

50

1269

1925

-486

51

1269

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-486

52

594

1250

-486

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ANNEXE X: NORME TOLERANCEMENT ISO 2768 (1993)

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Résumé Les entreprises industrielles traversent aujourd’hui une phase de pleine mutation. Elles doivent faire face à une concurrence de plus en plus acharnée, à un marché de plus en plus hostile et incertain, à une évolution hallucinante de la technologie et surtout à des concurrents qui mettent la barre de plus en plus haut notamment en termes de compétitivité et de maitrise des coûts. Dans ce nouveau contexte industriel, les entreprises de production des produits détergents subissent de grandes pressions de la part de leurs clients. Ces derniers deviennent de plus en plus exigeants et demandent, en outre, des produits et des services de bonne qualité, à moindre coût. CHIMIDET a lancé ce projet de fin d'étude qui consiste à concevoir une installation d'un mélangeur de savon liquide. Ce qui va pousser à minimiser le temps et le coût de fabrication de produit finis avec un contrôle parfait du procédé en s'éloignant des installations maisons bricolées. Autre chose qui parait très intéressante, le respect des conditions d'hygiène avec une ergonomie du travail.

Les mots clés : Mélangeur savon liquide, Conception, Réacteur chimique, Ansys-fluent, CODAP.

‫ﺧﻼﺻﺔ‬

‫ إذ أﻧﮭﺎ ﺗﻮاﺟﮫ ﻣﻨﺎﻓﺴﺔ ﺷﺮﺳﺔ ﻋﻠﻰ ﻧﺤﻮ ﻣﺘﺰاﯾﺪ ﻓﻲ اﻟﺴﻮق ﻣﻊ ﻧﺴﻖ ﻣﺘﺰاﯾﺪ ﻓﻲ‬.‫ﺗﻤﺮ اﻟﯿﻮم اﻟﺸﺮﻛﺎت اﻟﺼﻨﺎﻋﯿﺔ ﺑﻤﺮﺣﻠﺔ ﺗﻐﯿﯿﺮ‬ . ‫اﻟﺘﻄﻮر اﻟﺘﻜﻨﻮﻟﻮﺟﻲ‬ ‫ ﺗﻨﺎﺳﻖ اﻟﺠﻮدة ﻣﻊ‬.‫ ﺗﺨﻀﻊ ﺷﺮﻛﺎت إﻧﺘﺎج ﻣﻮاد اﻟﺘﻨﻈﯿﻒ اﻟﻤﻨﺰﻟﯿﺔ ﻟﻀﻐﻮط ﻛﺒﯿﺮة ﻣﻦ ﻋﻤﻼﺋﮭﺎ‬،‫ﻓﻲ ھﺬا اﻟﺴﯿﺎق‬ .‫اﻟﺴﻌﺮ اﻟﺘﻨﺎﻓﺴﻲ أﺻﺒﺢ ﺣﺎﺟﺔ أﻛﯿﺪة ﯾﺠﺐ ﻋﻠﻰ اﻟﺸﺮﻛﺎت ﺗﻮﻓﯿﺮھﺎ ﻟﻀﻤﺎن ﺑﻘﺎﺋﮭﺎ ﻓﻲ اﻟﺴﻮق‬ ‫ واﻟﺘﻲ‬.‫أطﻠﻘﺖ ﺷﺮﻛﺔ ﺷﯿﻤﯿﺪات ﻣﻮﺿﻮع ﻣﺸﺮوع ﺧﺘﻢ اﻟﺪروس اﻟﻨﮭﺎﺋﯿﺔ اﻟﺬي ﯾﺘﻤﺤﻮر ﺣﻮل ﺗﺼﻤﯿﻢ آﻟﺔ ﻟﻤﺰج اﻟﺼﺎﺑﻮن اﻟﺴﺎﺋﻞ‬ .‫ﻣﻦ ﺷﺄﻧﮭﺎ اﻟﻔﻊ ﻟﺘﻘﻠﯿﻞ اﻟﻮﻗﺖ واﻟﺘﻜﻠﻔﺔ اﻟﻼزﻣﯿﻦ ﻟﺘﺼﻨﯿﻊ اﻟﻤﻨﺘﺞ اﻟﻨﮭﺎﺋﻲ ﻣﻊ ﺳﯿﻄﺮة ﻛﺎﻣﻠﺔ و اﻹﺑﺘﻌﺎد ﻋﻦ اﻟﺤﻠﻮل اﻟﻮﻗﺘﯿﺔ‬

.‫اﻟﺘﺼﻤﯿﻢ ﻛﻮداب‬, ‫ ﺧﻼط اﻟﺼﺎﺑﻮن اﻟﺴﺎﺋﻞ‬:‫ﻛﻠﻤﺎت اﻟﺒﺤﺚ‬

Abstract CHIMIDET launched this study project in order to design an installation of mixing liquid soap. Which will push to minimize the time and the cost of finished product manufacture with a perfect control. Another thing that seems very interesting, compliance with hygiene ergonomics of work. Keywords: liquid soap mixer, design, chemical reactor-ansys fluent CODAP.

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