Revêtements intelligents à faible ténacité interfaciale pour

Nature Communications volume 13, Numéro d'article : 5119 (2022) Citer cet article

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Une correction de l'auteur à cet article a été publiée le 02 mars 2023

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L'accumulation de glace cause des problèmes dans les industries vitales et a été traitée au cours des dernières décennies avec des systèmes de dégivrage passifs ou actifs. Ce travail présente un système de dégivrage intelligent et hybride (passif et actif) grâce à la combinaison d'un revêtement à faible ténacité interfaciale, de réchauffeurs de cartes de circuits imprimés et d'un capteur à micro-ondes détectant la glace. La ténacité interfaciale du revêtement avec la glace dépend de la température et peut être modulée à l'aide des éléments chauffants intégrés. En conséquence, le dégivrage est réalisé sans faire fondre l'interface. La combinaison synergique du revêtement à faible ténacité interfaciale et des éléments chauffants périodiques se traduit par une densité de puissance de dégivrage supérieure à celle d'un système de chauffage à couverture complète. Le système de dégivrage hybride présente également une durabilité face au givrage/dégivrage répété, à l'abrasion mécanique, à l'exposition extérieure et à la contamination chimique. Un capteur à résonateur à micro-ondes planaire sans contact est en outre conçu et mis en œuvre pour détecter avec précision la présence ou l'absence d'eau ou de glace sur la surface tout en fonctionnant sous le revêtement, améliorant encore l'efficacité énergétique du système. L'évolutivité du revêtement intelligent est démontrée à l'aide de grandes interfaces glacées (jusqu'à 1 m). Dans l'ensemble, le système hybride intelligent conçu ici offre un changement de paradigme dans le dégivrage qui peut rendre efficacement une surface sans glace sans avoir besoin d'une fusion d'interface énergétiquement coûteuse.

L'accumulation indésirable de glace est problématique dans des industries telles que les énergies renouvelables (éoliennes1,2, barrages hydroélectriques3), l'aviation4 et la transmission d'électricité5. Les stratégies d'atténuation de la glace peuvent être divisées en méthodes actives ou passives. Le dégivrage actif implique un apport d'énergie externe utilisé pour éliminer la glace, généralement par des méthodes thermiques, chimiques ou mécaniques. En revanche, le dégivrage passif réduit le taux d'accumulation de glace, diminue la force d'adhérence entre la glace et la surface, ou les deux. Aucune voie vers une surface sans glace n'est considérée comme une panacée aujourd'hui, car les méthodes de dégivrage actives utilisent une énergie substantielle, mais les revêtements de dégivrage passifs ne peuvent pas maintenir une surface sans glace indéfiniment. Un système hybride qui combine en synergie les technologies de dégivrage passif et actif peut être une solution intéressante au paradigme de l'accumulation de glace.

Les appareils électriques ont été largement utilisés pour le dégivrage actif sur une variété de surfaces6,7,8 et utilisent le chauffage par joule pour élever la température de la glace accumulée au-dessus de 0 °C, facilitant son élimination par un changement de phase en eau liquide9,10,11,12. Une bonne conductivité thermique/électrique est nécessaire pour maximiser l'efficacité du dégivrage tout en minimisant la consommation d'énergie9,13,14. Les radiateurs à base de graphène6,15, le pompage d'air chaud16, les radiateurs à base de polymères conducteurs17,18,19 et, le plus souvent, les systèmes de chauffage métalliques20,21,22,23 ont tous été utilisés pour fournir suffisamment de chaleur pour faire fondre la glace interfaciale. Par exemple, Bustillos et al. ont fabriqué un réchauffeur en mousse de graphène hautement thermiquement/électriquement conducteur et flexible qui pouvait élever la température de l'interface de -20 ° C et commencer à faire fondre une gouttelette congelée en 33 secondes19. Rahimi et al. ont utilisé la pulvérisation de plasma pour déposer du NiCrAlY sur un composite verre/époxy, et ont montré que les morphologies fines et rugueuses pouvaient produire suffisamment de chaleur pour le dégivrage23. Une autre méthode de dégivrage actif utilisée par l'industrie aéronautique consiste à faire circuler l'air chaud du moteur à travers les ailes des avions. Pellissier et al. caractérisent un tel pompage d'air chaud pour le dégivrage et leurs résultats de simulation montrent que le processus de transfert de chaleur est très complexe24. Cependant, toutes les techniques de dégivrage actif précédentes, bien qu'efficaces, ont nécessité que toute l'interface soit élevée au-dessus de 0 ° C, et par conséquent, ces méthodes consomment une énergie considérable pour dégivrer de grandes surfaces telles que des pales d'éoliennes, des ailes d'avion ou des coques de bateau.

Comme alternative, les méthodes de dégivrage passif utilisent des revêtements avec des propriétés de surface spécifiques pour réduire le taux d'accumulation de glace ou réduire l'adhérence de la glace à la surface afin qu'elle puisse être enlevée par son propre poids, le vent ou d'autres forces aérodynamiques/environnementales. Dans leur récente revue, Dhyani et al. détailler les nombreuses stratégies de conception de surface pour le dégivrage passif25. En termes de retard d'accrétion de glace, les surfaces superhydrophobes (SHS) sont connues pour leur excellente imperméabilité à l'eau avec un angle de contact avec l'eau élevé et une hystérésis à faible angle de contact26. Les SHS ont démontré un bon dégivrage à l'échelle du laboratoire en termes de retard de givrage, d'élimination des gouttelettes d'eau surfondues et de retard de congélation des gouttelettes en raison de leur faible conductivité thermique et de leur surface minimale de contact surface/gouttelettes27,28,29. Cependant, le retard de givrage du SHS est généralement mesuré sur l'échelle des minutes, nécessitant toujours une méthode d'élimination de la glace une fois qu'elle s'est accumulée.

Les revêtements de dégivrage passifs peuvent également réduire la liaison adhésive entre la glace et le substrat revêtu sans nécessairement réduire le taux d'accumulation de glace. Le polydiméthylsiloxane (PDMS) et le polytétrafluoroéthylène (PTFE) sont deux matériaux connus pour leur faible énergie de surface qui ont été fréquemment utilisés pour le dégivrage passif30. En raison de leur faible liaison avec la glace, ces matériaux ont montré des forces d'adhérence à la glace exceptionnellement faibles dans diverses configurations de revêtement, y compris les films minces31, les monocouches auto-assemblées32 et les surfaces infusées de lubrifiant33,34. Zhao et al. ont fabriqué des revêtements glaciophobes infusés d'huile de silicone qui ont démontré une faible force d'adhérence de la glace de cisaillement pour la glace cylindrique à -10 ° C33. De même, Liu et al. ont présenté des films de PDMS fluorés pour une réduction significative de l'adhérence de la glace et un givrage retardé35. Les matériaux amphiphiles à haute énergie de surface peuvent également réduire considérablement la force d'adhérence de la glace d'une surface en créant une couche de surface d'eau liquide à l'échelle nanométrique, car la liaison entre l'eau liquide et la glace solide est beaucoup plus faible qu'une liaison solide-solide34. Par exemple, l'absorption de la vapeur d'eau a été démontrée pour le poly(éthylène glycol) mélangé avec du PDMS, résultant en une fine couche d'eau qui améliore le dégivrage passif36.

Des méthodes hybrides combinant dégivrage actif et revêtements SHS ont récemment été explorées. Cheng et al. ont fabriqué un revêtement SHS utilisant des particules magnétiques pour le dégivrage hybride et ont montré que l'augmentation de la température au-dessus de 0 °C permettait au revêtement de présenter une excellente élimination de la glace et de l'eau37. Ma et al. introduit un revêtement SHS composite de nitrure de titane/polytétrafluoroéthylène comme approche de dégivrage photothermique38. La surface superhydrophobe photothermique conçue a non seulement retardé la formation de glace, mais a également converti la lumière absorbée en énergie thermique et fait fondre la glace de surface. De plus, Gao et al. ont démontré l'utilisation d'un revêtement hybride SHS et d'un chauffage électrique pour le dégivrage des éoliennes39. Ils ont montré des économies d'énergie significatives (90 %) lors du dégivrage de l'ensemble de l'aube de turbine en enduisant uniquement le bord d'attaque avec leur revêtement SHS et leurs réchauffeurs électriques. De nombreux autres travaux ont démontré une atténuation hybride de la glace combinant un SHS et un chauffage actif40,41,42,43. Les méthodes de dégivrage hybrides peuvent également utiliser l'infusion de lubrifiant. Jamil et al. utilisé une lubrification à la silicone sur un revêtement de suie de bougie comme absorbeur de lumière naturelle44. Dans leur travail, des nanoparticules conductrices d'oxyde de fer ont servi de dissipateur de chaleur, faisant éventuellement fondre l'interface glacée. Cependant, un problème insoluble demeure avec les approches de dégivrage hybrides précédentes. Étant donné que les revêtements hydrophobes ne repoussent que l'eau liquide, la fonte de la glace est nécessaire pour que cette stratégie soit efficace. Ainsi, bien que la consommation d'énergie dans ces études ait été réduite par rapport à une méthode de dégivrage purement active, l'énergie requise était encore importante et évoluait avec la taille de l'interface glacée. Considérant que la chaleur latente de la glace fondante (334 J/g) est environ 160 fois supérieure à la capacité thermique spécifique de la glace (2,09 J/g °C), un système de dégivrage hybride qui pourrait éviter la fonte offrirait des avantages substantiels en termes d'efficacité énergétique.

Les matériaux présentant une faible ténacité interfaciale (LIT) avec la glace représentent un changement de paradigme dans la façon dont l'adhérence entre la glace et une surface peut être réduite, en particulier les grandes interfaces glacées (> cm)45,46. Les matériaux LIT minimisent l'énergie de déformation nécessaire pour propager une fissure interfaciale entre la glace et la surface, permettant un dégivrage indépendant de la taille, c'est-à-dire nécessitant une force appliquée constante pour l'élimination de la glace quelle que soit la taille de l'interface glacée. À ce jour, divers matériaux LIT ont été signalés, y compris des polymères tels que le polypropylène, le PTFE et le polyéthylène à poids moléculaire ultra élevé (UHMW-PE)46, ainsi que des revêtements quasicristallins à base d'aluminium45. Zeng et al. introduit un revêtement LIT composé de PDMS poreux qui présentait une ténacité interfaciale et une hydrophobicité plus faibles avec une porosité croissante47. Dhyani et al. ont fabriqué des revêtements transparents en PDMS LIT et en chlorure de polyvinyle (PVC) pour les applications photovoltaïques, démontrant simultanément une faible ténacité interfaciale et une force d'adhérence à la glace48. Yu et al. ont fabriqué des revêtements LIT robustes à base d'assemblages de particules de PTFE, où la ténacité interfaciale a été maintenue après des cycles répétés de givrage et de dégivrage49. Et pourtant, à ce jour, les matériaux LIT n'ont été utilisés que comme revêtements de dégivrage passifs.

Dans ce travail, nous développons des revêtements de dégivrage LIT hybrides à base de UHMW-PE. Alors que toutes les technologies de dégivrage hybrides précédentes nécessitaient une fonte de la glace énergivore, l'incorporation de matériaux LIT permet un dégivrage mécanique qui contourne l'étape de fonte. Les propriétés mécaniques du revêtement LIT et de la glace déterminent la ténacité et la résistance de leur interface adhésive. En conséquence, l'influence du module d'élasticité sur la force d'adhérence de la glace et la ténacité interfaciale est d'abord mesurée à des températures variables (-5 ° C à -60 ° C) pour le matériau LIT et la glace. Ensuite, nous étudions l'effet de la charge thermique sur la ténacité interfaciale à l'aide de résistances chauffantes miniatures pour cartes de circuits imprimés. Une étude approfondie utilisant plusieurs longueurs de glace est réalisée pour optimiser la tension nécessaire pour augmenter la température de surface à -5 ° C, où la plus faible ténacité interfaciale avec la glace a été observée. L'effet de la chaleur fournie sur la ténacité interfaciale du revêtement avec de la glace est étudié en appliquant la tension optimale. Les revêtements sont en outre rendus « intelligents » grâce à l'inclusion d'un capteur à résonateur micro-ondes intégré, permettant un dégivrage à la demande où le système actif peut être arrêté immédiatement une fois que le capteur détecte que la surface a été dégivrée. Le capteur micro-ondes se compose d'un résonateur en anneau fendu et de lignes de transmission et fonctionne en exploitant la grande différence de propriétés diélectriques entre l'eau et la glace, comme démontré précédemment50,51,52. À la tension optimale appliquée, la réponse du capteur à la présence et à l'absence de glace est également enregistrée.

Avant de modifier la température à l'aide d'un système de dégivrage actif, les propriétés mécaniques de la glace et du revêtement LIT ont d'abord été étudiées pour comprendre comment elles sont affectées par la température, directement ou indirectement (par exemple, en raison d'un changement de module d'élasticité). La ténacité interfaciale et la force d'adhérence de la glace dépendent des propriétés mécaniques du revêtement et de la glace. L'effet de la température sur le module d'élasticité dynamique de la glace polycristalline a été précédemment mesuré pour suivre53,

Ici E est le module d'élasticité de la glace en GPa et T est la température en °C. Sur la base de cette équation, le module de la glace diminue d'environ 5 % lorsque la température augmente de −40 °C à −5 °C. Le module d'élasticité du revêtement a été étudié à l'aide de l'analyse mécanique dynamique (méthodes). Le module de perte était statistiquement constant entre 25 ° C et -60 ° C (Fig. 1a), tandis que le module de stockage augmentait de 22% lorsque la température diminuait de -5 ° C à -40 ° C. En conséquence, ni la glace ni les propriétés mécaniques du revêtement ne variaient sensiblement sur la plage thermique étudiée ici et n'affectaient pas de manière significative les valeurs observées de ténacité interfaciale et de force d'adhérence de la glace discutées ci-dessous.

a Modules de stockage (G') et de perte (G'') du UHMW-PE entre 25 °C et −60 °C. b La ténacité de l'interface glace-UHMW-PE (Γ) entre −40 °C et −5 °C. c La force d'adhésion à la glace (τice) de l'UHMW-PE entre −40 °C et −5 °C. Les valeurs de résistance et de ténacité ont été tirées des régions linéaires et de plateau de la longueur de la glace par rapport aux tracés de la force d'enlèvement (méthodes) comme décrit précédemment46. Des ensembles de données complets se trouvent dans la Fig. S1 supplémentaire. Les barres d'erreur représentent un écart type (SD) et N > 4. Les données sources sont fournies sous forme de fichier Source Data67.

La ténacité interfaciale et la force d'adhérence de la glace étaient clairement affectées par la température (Fig. 1b, c). Comme on peut le voir sur la Fig. S1 supplémentaire, la force asymptotique requise pour éliminer la glace à grande échelle est passée de Fc = 145 N/cm à -5 °C à Fc = 237 N/cm à -30 °C. Ceci correspond à une ténacité interfaciale croissante avec la glace de Γ = 2,2 ± 0,5 J/m2 à Γ = 5,6 ± 1,2 J/m2 sur la même plage thermique. Cependant, à -40 ° C, un détachement cohésif a été observé là où une partie de la glace est restée à la surface après une fracture interfaciale partielle. Alors que la force critique d'élimination de la glace a diminué à 207 N / cm (statistiquement différente de -30 ° C et -20 ° C, sur la base d'un test t de Student), avec une fracture cohésive, ce n'est plus une véritable propriété interfaciale. Comme discuté ci-dessus, la glace est au plus 5% plus rigide aux basses températures étudiées ici. Cela aurait dû diminuer la ténacité interfaciale, qui était plutôt 2,2 fois plus grande à -30 ° C qu'à -5 ° C. La force d'adhérence de la glace était également 1,8 fois supérieure (Fig. 1b, c). En conséquence, les augmentations de la résistance et de la ténacité interfaciales ne peuvent pas être expliquées comme un effet indirect dû au changement des propriétés mécaniques de l'interface. Au lieu de cela, il semblerait que les deux propriétés augmentent avec la diminution de la température, au moins pour l'interface UHMW-PE/glace étudiée ici. Cette augmentation a déjà été rapportée, mais uniquement pour la force d'adhérence de la glace, par plusieurs groupes54,55,56,57,58,59.

Les propriétés thermiques du revêtement de glace / LIT étant bien caractérisées, le dégivrage actif a ensuite été étudié à l'aide des éléments chauffants de la carte de circuit imprimé (PCB) (Fig. S2 supplémentaire). Initialement, le réchauffeur fonctionnait à 10 V et une portion de glace de 20 mm de long au-dessus du réchauffeur revêtu de LIT (égale à la taille des réchauffeurs, voir Fig. S3a supplémentaire) a fondu. En essayant de déloger cette glace partiellement fondue, une fracture cohésive et un éclatement de la glace se sont produits (Fig. S2b supplémentaire). En conséquence, la fonte complète de la glace collée directement au-dessus du réchauffeur était en fait préjudiciable aux performances du revêtement LIT en provoquant une rupture cohésive.

Compte tenu des résultats ci-dessus, la tension de fonctionnement a ensuite été optimisée de manière à élever la température interfaciale au-dessus du réchauffeur, mais en la maintenant <0 °C. L'étage Peltier maintenait la température globale du système à T = -25 ° C tandis que le réchauffeur PCB était utilisé pour augmenter la température de l'interface entre un morceau de glace de 150 mm de long et l'UHMW-PE (Fig. 2). Pour optimiser la tension pour un contrôle thermique efficace, 0,5 V a été initialement fourni à l'élément chauffant avec une augmentation progressive de 0,5 V jusqu'à ce que la température de surface souhaitée soit atteinte après 30 s avec les éléments chauffants allumés. Trois sondes de température ont été installées pour surveiller les changements de température de la glace et de l'interface (Fig. S3 supplémentaire). La première sonde a mesuré la température à la surface du revêtement chauffant/LIT (TH). Deux autres sondes de température ont toutes deux mesuré la température à l'intérieur de la glace collée au revêtement LIT (Tice), soit directement au-dessus du réchauffeur, soit à 5 cm de distance dans le sens de la longueur (Fig. 2a).

a Température de la glace, Tice, en fonction de la tension de l'élément chauffant du circuit imprimé, directement au-dessus de l'élément chauffant et à 50 mm de distance dans le sens de la longueur. La température de l'interface au-dessus du réchauffeur (TH) et la température de la glace au-dessus du matériau à faible ténacité interfaciale (LIT) et du réchauffeur (Tice) ont été surveillées pour différentes longueurs de glace : b 150 mm, c 60 mm et d 20 mm. La température cible de TH = Tice = −5 °C a été atteinte après 30 s à 4,4 V pour les trois longueurs de glace. Les données sources sont fournies sous la forme d'un fichier Source Data67.

Pour confirmer que le chauffage était localisé, d'abord Tice directement au-dessus du radiateur et à 5 cm de distance ont été comparés (Fig. 2a). Le Tice à 50 mm du réchauffeur est resté relativement constant pour toutes les tensions d'entrée testées, augmentant au plus de 4 ° C en utilisant 4, 4 V. Le Tice directement au-dessus du réchauffeur a augmenté avec des tensions croissantes au-dessus de 1, 5 V et à 4, 4 V a atteint la température souhaitée de -5 ° C en 30 s de chauffage. Pour un morceau de glace mesurant 150 × 10 × 5 mm, 4, 4 V sur 30 s ont augmenté à la fois Tice et TH de -25 ° C à -5 ° C (Fig. 2a, b). Le taux de changement de Tice et de TH était statistiquement équivalent à 5,0 ± 0,2 °C/V et 4,9 ± 0,2 °C/V, respectivement. La diminution de la longueur de la glace de 150 mm à 20 ou 60 mm de longueur de glace n'a pas affecté ces résultats (Fig. 2c, d) et, par conséquent, 4, 4 V a été utilisé comme tension de dégivrage pour le reste de ce travail.

La ténacité interfaciale du revêtement avec de la glace, Γ, dépend de la température (Fig. 1b), et les éléments chauffants PCB peuvent être utilisés pour contrôler la température de l'interface (Fig. 2). En conséquence, nous avons étudié si les éléments chauffants pouvaient réduire la ténacité interfaciale, en utilisant les 4,4 V optimisés ci-dessus. La force par largeur nécessaire pour l'élimination de la glace, Fice, avec le réchauffeur fonctionnant à 4, 4 V a été mesurée pour des longueurs de glace supérieures à 50 mm, bien dans le régime de rupture contrôlé par la ténacité (voir Fig. S1 supplémentaire). Deux expériences ont été réalisées, l'une à T = -20 °C avec le réchauffeur réglé sur TH = -5 °C, et l'autre à T = -30 °C et TH = -10 °C. Pour les deux expériences, les valeurs de Fice correspondaient beaucoup plus étroitement aux valeurs enregistrées lorsque l'ensemble du système était maintenu à TH plutôt qu'à T (Fig. 3a, b). Par exemple, pour une longueur d'interface glacée de 150 mm, Fice = 290 ± 50 N/cm à −20 °C et Fice = 172 ± 15 N/cm à −5 °C (Fig. S1 supplémentaire). Pour T = −20 °C et le réchauffeur réglé sur TH = −5 °C, la force de dégivrage était Fice = 157 ± 30 N/cm, statistiquement équivalente à la valeur T = −5 °C. Des résultats similaires ont été observés pour d'autres longueurs de glace, ainsi que lors de l'utilisation de T = -30 ° C et TH = -10 ° C (Fig. 3b). En conséquence, les réchauffeurs de PCB pourraient moduler la force de dégivrage et diminuer la ténacité interfaciale de Γ = 4,8 J/m2 à 1,3 J/m2, et de Γ = 5,7 J/m2 à 0,9 J/m2 (Fig. 3c), pour les expériences illustrées aux Fig. 3a, b, respectivement. Ce système de dégivrage actif a donc la capacité de transformer une interface à haute ténacité en une interface LIT à la demande, facilitant le dégivrage à grande échelle sans fondre.

a T = −20 °C augmenté à TH = −5 °C. b T = −30 °C augmenté à TH = –10 °C. c La réduction effective de la ténacité interfaciale en augmentant localement la température de T à TH à l'aide des éléments chauffants du circuit imprimé. T est la température globale du système et TH est la température à la surface du revêtement chauffant/LIT. Les barres d'erreur indiquent 1 SD et ici N ≥ 5. Les données sources sont fournies sous la forme d'un fichier de données sources67.

Comme la fracture médiée par la ténacité est un processus de libération d'énergie, il est probable que l'augmentation de la température compense localement la libération d'énergie nécessaire à la propagation de la fracture à l'interface. Au fur et à mesure que cette différence thermique augmente, une charge externe plus faible est nécessaire pour propager la rupture. Ceci est en bon accord avec les résultats de la Fig. 3, où la ténacité interfaciale a été davantage réduite lorsqu'un décalage thermique plus important a été initié à l'aide des éléments chauffants PCB. Rappelons que, pour une fracture interfaciale médiée par la ténacité, \({F}_{{ice}}=\sqrt{\Gamma E{H}_{{{{{{\rm{ice}}}}}}}}\), où Hice est l'épaisseur de la glace60. En utilisant le réchauffeur pour augmenter localement la température interfaciale de T = -30 ° C à TH = -10 ° C, la force de dégivrage a été mesurée pour des épaisseurs de glace comprises entre Hice = 5 et 20 mm (Fig. 4a). Ici, une longueur de glace représentative de Lice = 105 mm a été utilisée, bien dans le régime de rupture contrôlé par la ténacité (Fig. S1 supplémentaire). La dépendance de la racine carrée entre l'épaisseur de la glace et la force de dégivrage mesurée a été maintenue (Fig. 4b), ce qui indique que la mécanique de la rupture n'a pas été sensiblement modifiée lors de l'utilisation des éléments chauffants pour PCB, même si la température à l'interface n'était pas uniforme. L'imagerie thermique a fourni une preuve supplémentaire de cette non-uniformité (Fig. 4a), corroborant davantage que le chauffage était localisé (Fig. 2a) et que la température de la glace non adjacente au radiateur maintenait la température ambiante plus froide.

a Images infrarouges démontrant que localement TH (la température à la surface du revêtement chauffant/LIT) a été atteint quelle que soit l'épaisseur de la glace. Toutes les barres d'échelle sont de 25 mm. b La dépendance de la racine carrée de la force de dégivrage avec l'épaisseur de la glace. c Temps de dégivrage mesuré pour différentes longueurs de glace à la température du système T = −30 °C. La force de dégivrage du matériau LIT en fonction du pourcentage de : d la longueur de l'élément chauffant sur la longueur de la glace (LH/Lice), et e la longueur de la glace au-dessus de l'élément chauffant sur la longueur totale de l'élément chauffant (LIC/LH). Les barres d'erreur indiquent 1 SD et ici N ≥ 5. Les données sources sont fournies sous la forme d'un fichier de données sources67.

Étant donné que toute l'interface n'a pas besoin d'être chauffée pour améliorer les propriétés LIT, un paramètre de conception important est alors le nombre requis d'éléments chauffants ainsi que leur taille et leur espacement le long de l'interface. Nous avons étudié quelle longueur de réchauffeur, LH, était nécessaire pour diminuer la ténacité interfaciale pour différentes longueurs de glace, Lice. Encore une fois, 4,4 V ont été appliqués sur 30 s et la force nécessaire pour déloger la glace a été enregistrée à T = -30 ° C. À mesure que la portion de glace au-dessus du réchauffeur (LH/Lice) diminuait, la force de dégivrage requise augmentait (Fig. 4d). Cependant, cela était le plus significatif pour LH/Lice ≤ 10 %, et au-delà, la diminution de Fice était minime. Par conséquent, des éléments chauffants occupant seulement 10 % de la surface totale de l'interface sont suffisants pour un dégivrage efficace. Comme prévu, lorsque la longueur de la glace au-dessus du réchauffeur était égale à la taille du réchauffeur (LIC/LH = 100 %), une diminution maximale de la force de dégivrage a été observée (Fig. 4e). Cependant, pour minimiser la consommation d'énergie, des radiateurs plus petits seraient souhaitables. Une augmentation statistiquement insignifiante de la force mesurée de détachement de la glace a été observée lorsque le pourcentage de l'élément chauffant couvert était réduit à 25 %. En conséquence, les petits radiateurs placés de manière clairsemée se traduiront toujours par de bonnes propriétés LIT tout en minimisant la consommation d'énergie. Pour nos conditions de laboratoire, l'installation d'éléments chauffants de 15 mm de long tous les 135 mm était optimale afin de maximiser le dégivrage tout en minimisant la consommation d'énergie.

Le flux de chaleur requis pour moduler la température interfaciale serait Q = U2R−1tD, où Q est la consommation d'énergie électrique du réchauffeur, U est la tension d'alimentation, R est la résistance électrique du réchauffeur et tD est le temps de dégivrage8,61,62. Pour nos expériences de dégivrage, la tension de fonctionnement (U = 4,4 V) et la résistance du réchauffeur (R = 5,9 Ω) étaient constantes, ce qui a donné Q = 3,28 tD. Le tD pour chaque longueur de glace a été mesuré et analysé statistiquement (test t), ce qui a révélé que pour des longueurs interfaciales comprises entre 50 mm et 150 mm, le temps de dégivrage restait constant (Fig. 4c). Ces résultats confirment en outre que la chaleur générée était localisée et n'augmentait que la température de la longueur de glace directement au-dessus du réchauffeur. Selon le temps de dégivrage moyen enregistré (88 ± 9 s), l'énergie électrique consommée a été mesurée à 289 J. Notez que la puissance mécanique supplémentaire nécessaire pour fracturer l'interface (ΓA ≈ 1 mJ) est faible et proviendrait naturellement des forces environnementales telles que le vent, la traînée ou l'accélération centripète (dans le cas des éoliennes).

La densité de puissance surfacique est une mesure couramment utilisée pour comparer l'efficacité des systèmes de dégivrage. Les systèmes de dégivrage des aéronefs signalés précédemment nécessitaient de 10 à 25 kW/m2 pour obtenir des surfaces sans glace, avec des réchauffeurs couvrant toute la zone glacée63,64,65. Pour notre système de dégivrage conçu, les éléments chauffants ne couvrent que 10 % de la surface, ce qui diminue la consommation d'énergie d'un ordre de grandeur. De plus, la résistivité du réchauffeur augmente avec la longueur du cuivre imprimé sur le substrat comme, R = l/σa (σ = 5,8 × 108 S/cm, l = 2,5 m et a = 1,08 × 10−8 m2). En utilisant la tension d'alimentation de dégivrage de 4,4 V, la densité de puissance de notre réchauffeur est W = U2R−1A−1 = 2 kW/m2 (A est la surface couverte par le réchauffeur). En conséquence, non seulement les éléments chauffants ne couvrent que 10 % de la surface totale, mais leur résistivité est 10 fois plus faible, ce qui donne des éléments chauffants avec une densité de puissance 100 fois plus élevée que les mêmes éléments chauffants couvrant entièrement la surface. Cependant, il s'agit toujours d'une sous-estimation des gains d'efficacité totaux, car nos appareils de chauffage élèvent 10 % de l'interface à une température inférieure à zéro, ce qui ne dégivrerait pas même pour une couverture complète de l'appareil de chauffage, car il faudrait amener la surface à au moins 0 °C, et généralement beaucoup plus élevée63,64,65.

Pour que notre système de dégivrage hybride conçu trouve une utilisation réelle, ses performances doivent être cohérentes, durables et évolutives. En termes de cohérence, le système a été exposé à 43 cycles répétés de givrage/dégivrage. Initialement, la force de détachement de la glace pour différentes longueurs de glace dans le régime de ténacité (L > Lc) a été mesurée tandis que le réchauffeur augmentait localement la température interfaciale de -20 ° C à -5 ° C (Fig. 5a). La force de détachement critique pour ce premier ensemble était de 131 ± 21 N, correspondant à une ténacité interfaciale avec de la glace de Γ = 1,5 ± 0,4 J/m2. Des cycles de givrage/dégivrage supplémentaires ont ensuite été effectués en utilisant des longueurs de glace de 150 mm, suivis d'une répétition de la caractérisation initiale. Après ces 43 cycles de givrage/dégivrage, la force de dégivrage moyenne était statistiquement équivalente (p-value : 0,22) à sa valeur initiale. La rugosité de la surface n'a pas non plus été affectée (Fig. S4), ce qui indique que le processus de givrage et de dégivrage n'a pas endommagé la surface.

a Essais cycliques de givrage/dégivrage pour des longueurs de glace, L, de 60 à 150 mm (L > Lc). Lc est la longueur critique de la glace. Les valeurs de force de dégivrage par largeur (Fice) avant et après les cycles de givrage/dégivrage sont statistiquement équivalentes (valeur p : 0,22). b La force de dégivrage ou la ténacité interfaciale (Γ) nécessaire pour éliminer diverses longueurs de glace après une abrasion mécanique, une contamination chimique et une exposition à l'extérieur pendant 3 semaines. Les valeurs minimales et maximales sont indiquées comme les moustaches les plus basses et les plus hautes, respectivement. L'encadré présente le premier quartile, la moyenne, et le troisième quartile, des montants inférieurs aux montants supérieurs. c Force de dégivrage pour le système de dégivrage hybride multi-réchauffeurs, jusqu'à une longueur de 920 mm. L'encart montre les surfaces accrétées et dégivrées. d Images fixes de film illustrant la propagation de la fissure interfaciale et la fracture adhésive sous la glace d'une longueur de 500 mm et d'une largeur de 2 cm. Tous les tests de a à d ont été effectués avec des radiateurs de 2,54 cm de large élevant localement la température de −20 °C à −5 °C. Les barres d'erreur indiquent 1 SD et ici N ≥ 5. Les données sources sont fournies sous la forme d'un fichier de données sources67.

La force de dégivrage pour différentes longueurs de glace dans le régime de fracture à ténacité contrôlée a également été enregistrée après abrasion mécanique, contamination chimique et exposition à l'extérieur pendant 3 semaines (Fig. 5b, voir Fig. S5 pour les ensembles de données complets). Le revêtement UHMW-PE a maintenu sa faible force de détachement de la glace pour l'exposition à l'extérieur et la contamination de surface (valeur p > 0,22), démontrant la durabilité environnementale du système de dégivrage hybride. Seule l'abrasion dure a augmenté la force de dégivrage de manière statistiquement significative (valeur p : 0,002 ; Fig. 5b). Cela était dû à l'augmentation de la rugosité du matériau LIT, de Sq = 1,55 µm à 3,39 µm, et cela était statistiquement significatif (Fig. S4). Comme la ténacité interfaciale représente une énergie de déformation par unité de surface, l'augmentation de commisération de la ténacité avec la rugosité était attendue. Notez, cependant, que l'augmentation de la ténacité interfaciale observée lors de l'utilisation des éléments chauffants pour moduler la température interfaciale locale de l'UHMW-PE abrasé (3,4 ± 0,9 J/m2) était encore nettement inférieure à celle du film UHMW-PE non abrasé sans éléments chauffants (6,1 ± 1,2 J/m2, voir Fig. 3c). En conséquence, le système de dégivrage hybride peut compenser tout dommage mécanique en utilisant les éléments chauffants pour atteindre la valeur de ténacité requise pour un ensemble donné de conditions environnementales.

L'un des avantages du dégivrage à l'aide de matériaux LIT est leur évolutivité, car la force de dégivrage est constante pour de grandes longueurs de glace45,46. Pour déterminer si notre stratégie de dégivrage hybride était également évolutive, nous avons fabriqué un système à plus grande échelle mesurant un mètre de long et utilisant plusieurs radiateurs espacés périodiquement de sorte que seulement 10 % de la surface soit chauffée (en ligne avec les résultats de la Fig. 4d, e). L'ensemble de la configuration a ensuite été placé à l'intérieur d'un congélateur-chambre maintenu à -20 ° C et glacé à l'aide d'un morceau de glace de 2 cm de large (Fig. S6). La force de dégivrage a été mesurée pour une longueur de glace de 920 mm lorsque les éléments chauffants ont modulé la température interfaciale locale à TH = −5 °C. La figure 5c montre la force de dégivrage en fonction de la longueur de la glace pour notre système de dégivrage hybride avec des éléments chauffants sous seulement 10 % de la surface totale de glace. La force de dégivrage nécessaire pour déloger la glace à grande échelle était statistiquement équivalente aux valeurs observées pour les essais à plus petite échelle (p-value : 0,08), confirmant l'évolutivité du système développé. La diffusion de la lumière entre le matériau LIT et la glace lors de la séparation interfaciale nous a également permis de suivre la propagation des fissures en temps réel (Fig. 5d). Après ~ 6 s, l'énergie de déformation stockée dans l'interface a été libérée et la surface a été proprement dégivrée sans résidu adhérent.

Une autre considération dans la conception d'un système de dégivrage LIT hybride efficace est de déterminer la durée nécessaire d'utilisation du réchauffeur. Un système «intelligent» pourrait être envisagé grâce à l'ajout d'un capteur de glace qui pourrait fournir des informations environnementales indiquant quand allumer et éteindre les radiateurs. Le système de dégivrage intelligent LIT a été réalisé à l'aide d'un capteur micro-ondes intégré (Methods), basé sur les travaux précédemment rapportés par Kozak et al.46. Le capteur fonctionne en détectant le changement de son amplitude et/ou de sa fréquence de résonance en présence de glace ou d'eau, et a d'abord été optimisé à l'aide de simulations par éléments finis (Fig. S7 supplémentaire). Une fois optimisé par calcul et fabriqué expérimentalement, l'effet du revêtement LIT sur la réponse du capteur a été étudié. Après avoir déposé l'UHMW-PE sur le capteur, la fréquence de résonance s'est déplacée vers le bas de 97 MHz et l'amplitude de résonance a changé de 1, 18 dB, entraînant un pic de résonance à 1, 908 GHz et -14, 73 dB, comme illustré à la Fig. 6a. Ce changement dans la réponse du capteur était attendu car le matériau LIT a une constante diélectrique d'environ 2 à 2 GHz (Fig. S8 supplémentaire) et un petit facteur de perte, ce qui a provoqué le changement de fréquence de résonance tout en modifiant au minimum l'amplitude de résonance.

a La réponse spectrale S21 du capteur avec et sans le matériau LIT recouvrant le résonateur en anneau fendu (SRR). S21 est la puissance transmise du port 1 au port 2 (voir Fig. 7). b La réponse du capteur du système de dégivrage hybride intelligent LIT à l'eau, à la glace collée, à la glace détachée et au capteur nu. c Amplitude de résonance enregistrée et fréquence de résonance d en fonction du temps représentant l'eau gelée sur le revêtement LIT recouvrant le capteur, chauffant la surface localement de T à TH, détachant la glace à TH avec une force de cisaillement, puis dégelant le système. T est la température globale du système et TH est la température à la surface du revêtement chauffant/LIT. Les données sources sont fournies sous la forme d'un fichier Source Data67.

Le capteur optimisé a été utilisé pour surveiller avec succès l'ensemble du processus de givrage et de dégivrage grâce à des changements dans les caractéristiques électriques du capteur, telles que la fréquence de résonance (Fig. 6b). Initialement, le capteur a détecté l'eau non gelée qui a été pipetée dans le moule à glace imprimé en 3D, grâce à la disparition complète du profil résonant (Fig. 6c, d). Cette détection a été possible grâce à la haute permittivité (90) et au facteur de perte (0,3) de l'eau. Lorsque l'eau a gelé, le profil de résonance a été récupéré en raison des propriétés diélectriques beaucoup plus faibles de la glace (permittivité de 3,2 et facteur de perte de 0,001) par rapport à l'eau. Un décalage par rapport à la ligne de base (capteur nu) de 0,138 GHz dans la fréquence de résonance et de -2,76 dB dans l'amplitude de résonance a été observé lorsque l'eau a gelé au-dessus du capteur. De l'eau supplémentaire a ensuite été ajoutée pour obtenir l'épaisseur de glace souhaitée, provoquant une modification de la constante diélectrique effective de l'environnement du capteur et entraînant une baisse supplémentaire de 0,034 GHz de la fréquence de résonance et un décalage de -4,26 dB de l'amplitude de résonance. Cette formation de glace en deux étapes peut être observée dans la réponse mesurée du capteur (Fig. 6b-c) et démontre que le capteur peut détecter des compositions de glace complexes, y compris des mélanges d'eau et de glace (une forme courante de précipité).

Une fois que l'eau a été complètement gelée sur le capteur enduit, comme le vérifie le profil résonant non changeant, le chauffage a été activé (à nouveau 4, 4 V pendant 30 s) pour obtenir une température locale de TH = -5 ° C. En raison de la configuration horizontale de notre configuration de givrage (voir Méthodes), même après une fracture interfaciale, la glace détachée repose sur la surface sans adhérer, avec un petit espace entre la glace et le revêtement LIT restant en raison de la rugosité intrinsèque de l'UHMW-PE et la surface de fracture imparfaite. La différence entre la glace collée et non collée était également détectable, comme en témoigne le changement soudain de l'amplitude de résonance mesurée du capteur (-10,61 dB à -14,43 dB) et de la fréquence (1,734 GHz à 1,872 GHz). Dans des scénarios de dégivrage plus réalistes, des forces environnementales telles que la gravité, le cisaillement du vent, la traînée, etc. élimineraient complètement la glace de la surface, et une détection encore plus précise serait possible car le capteur reviendrait à son profil de base. Enfin, le système a été décongelé et le profil de résonance du capteur a commencé à disparaître, indiquant la présence d'eau liquide à la surface (Fig. 6c, d). Les spectres du résonateur nu, de l'eau, de la glace et de la glace détachée étaient tous distincts et distinguables. Dans l'ensemble, le système LIT hybride intelligent a pu surveiller et détecter la formation de glace et le dégivrage en temps réel, même avec le capteur à micro-ondes intégré sous le revêtement LIT, c'est-à-dire une détection sans contact où le contact direct avec le précipité n'était pas nécessaire.

Alors que l'efficacité énergétique d'un système de dégivrage est très spécifique à l'application et aux conditions environnementales, notre système de dégivrage hybride intelligent LIT réduit la consommation d'énergie de quatre manières synergiques. Tout d'abord, l'utilisation de matériaux LIT permet un dégivrage mécanique et élimine ainsi l'étape de dégivrage nécessitant l'apport d'énergie le plus important : le changement de phase de la glace solide en eau liquide. Deuxièmement, le mécanisme des matériaux LIT permet à nos éléments chauffants résistifs d'être placés de manière clairsemée sur la surface, ne nécessitant qu'environ 10 % de la couverture totale de la surface pour être efficaces. Troisièmement, les traces sinueuses de cuivre utilisées pour construire les radiateurs affichent une amélioration d'un ordre de grandeur de la résistance par rapport aux systèmes de chauffage actuels, conduisant à un dégivrage plus rapide à des tensions appliquées plus faibles. Et enfin, l'inclusion d'un capteur de glace permet au système intelligent de n'être activé que lorsque la glace adhère réellement à la surface, et permet également au système d'être désactivé immédiatement après le dégivrage.

Dans ce travail, nous avons exploré un système de dégivrage hybride utilisant des revêtements LIT, où la modulation thermique a considérablement amélioré les performances de dégivrage sans faire fondre l'interface. La ténacité interfaciale entre la glace et l'UHMW-PE s'est avérée 2, 2 fois plus grande à -30 ° C qu'à -5 ° C. En conséquence, des éléments chauffants résistifs ont été disposés périodiquement sous le matériau LIT et ont été optimisés pour élever localement la température à une valeur plus chaude mais toujours inférieure à zéro. Les éléments chauffants sous seulement ~ 10% de la longueur totale de la glace étaient efficaces pour réduire la ténacité interfaciale, comme si toute la surface était maintenue à cette température même si 90% de la surface n'était pas chauffée. Le système de dégivrage hybride LIT a également été rendu intelligent grâce à l'ajout d'un capteur à résonateur à micro-ondes. Le capteur fonctionnait à une fréquence de résonance, une amplitude de résonance et un facteur de qualité de 2,005 GHz, -12,95 dB et 205, respectivement, tirant parti des différences significatives de propriétés diélectriques entre la glace et l'eau à la fréquence de résonance. Ce dispositif planaire sans contact intégré sous le matériau LIT a pu surveiller et détecter la formation et l'élimination de la glace en temps réel. Compte tenu des conséquences fatales du givrage des avions et de la forte poussée vers les énergies renouvelables telles que l'énergie éolienne, notre système de dégivrage hybride intelligent LIT peut trouver une utilisation immédiate dans plusieurs secteurs sujets aux glaces dans le monde, en particulier compte tenu de son efficacité énergétique, de son évolutivité et de sa durabilité.

Le film LIT était un polyéthylène de poids moléculaire ultra élevé (UHMW-PE) avec un support adhésif et une épaisseur de 0,127 mm (McMaster Carr, catalogue n° 1441T11), utilisé tel que reçu. Le capteur micro-ondes planaire et les éléments chauffants résistifs PCB ont été fabriqués sur des stratifiés Rogers RT/Duroid® 5880, avec une permittivité de 2,2, une tangente de perte de 0,0009, une épaisseur diélectrique de 0,79 mm et une épaisseur de gaine de cuivre de 35 µm (Rogers Corporation, Ltd.).

Les modules de stockage et de perte de l'UHMW-PE ont été mesurés à l'aide d'un analyseur mécanique dynamique (TA Instruments) à une fréquence appliquée de 1 Hz en utilisant un balayage de température de -60 ° C à + 30 ° C. La déformation n'était pas constante pendant le balayage de température car l'instrument était configuré en mode de réglage automatique de la déformation. Cependant, la variation de déformation mesurée était négligeable (0,05 % à 0,03 %) et dans la plage viscoélastique linéaire.

Pour les expériences où l'élément chauffant n'était pas impliqué, le film UHMW-PE a été collé uniformément sur une feuille d'aluminium (Al) d'une épaisseur de 0,254 mm (McMaster Carr, catalogue n° 9708K58) en utilisant le support adhésif. Pour les expériences impliquant le réchauffeur, le film UHMW-PE a été collé directement sur le dispositif fabriqué (chaleur et capteur), à nouveau en utilisant le support adhésif. La topographie des surfaces UHMW-PE sur l'Al ou l'élément chauffant / capteur a été mesurée à l'aide d'un microscope à balayage laser 3D LEXT ™ OLS5100 (Fig. S9 supplémentaire).

La force nécessaire pour dégivrer la surface LIT a été mesurée à l'aide d'une méthode de poussée personnalisée décrite ailleurs46. Des glaçons ont été formés à la surface du film UHMW-PE à l'aide de moules en acide polylactique (PLA) imprimés en 3D de différentes longueurs (Lice = 5–200 mm). Tout d'abord, les moules ont été remplis d'eau déminéralisée à température ambiante. Ensuite, la température de la surface a été abaissée à la température cible à l'aide de l'étage Peltier, et l'eau a eu suffisamment de temps pour geler complètement (minimum 1 h). Une fois congelée, une sonde mobile avec une platine linéaire motorisée a été connectée à un dynamomètre (NEXTECH, DFS500). La sonde de jauge de force avec une section transversale de 5 mm × 10 mm a impacté le moule de la glace à une vitesse constante de 100 µm/s, et la force de détachement a été mesurée avec une précision de 0,1 N. Les mesures d'adhérence de la glace ont été réalisées à des températures variables (-40 °C à -5 °C). La température de la glace et de la surface du revêtement a été contrôlée à l'aide d'un thermocouple BK Precision 725 avec une précision de ± 0,7 °C. Après chaque mesure, le revêtement a été nettoyé avec de l'alcool isopropylique (VWR International) à l'aide d'une lingette Kim (KimTech).

La force d'adhérence de la glace (τice) et la ténacité interfaciale avec la glace (Γ) sont des paramètres importants mesurés pour caractériser pleinement l'interface entre une surface et la glace46. Dans le régime de rupture à résistance contrôlée, la force pour déloger la glace (Fice) est utilisée pour mesurer τice en utilisant la surface interfaciale, A, ou τice = Fice/A. Dans le régime de rupture contrôlé par la ténacité qui se produit pour les interfaces plus longues, cette force plafonne à une certaine valeur critique, Fc. On peut calculer la ténacité de l'interface glace/revêtement en utilisant la valeur Fc mesurée, le module de la glace, E, et l'épaisseur de la glace, Hice, comme \(F_{c}=\sqrt{\Gamma E{H}_{{{{{{\rm{ice}}}}}}}}\)46. La longueur interfaciale où la rupture passe d'une rupture médiée par la résistance à une rupture médiée par la ténacité est communément appelée longueur critique, Lc. Tous ces paramètres peuvent dépendre directement de la température, ou indirectement en raison des propriétés des matériaux dépendant de la température. En conséquence, la force d'adhérence de la glace et la ténacité interfaciale de l'UHMW-PE avec de la glace ont été mesurées de -5 ° C à -40 ° C et en utilisant des longueurs de glace de 5 à 200 mm (Figs. S1, S3 supplémentaires).

Le calcul de Lc, τice et Γ à partir des mesures de Fice en fonction de la longueur a été calculé de la manière suivante. Une estimation initiale pour les régimes de résistance et de ténacité a été sélectionnée visuellement, de sorte que les données de résistance étaient à peu près linéaires et les données de ténacité étaient à peu près constantes. Pour déterminer si des longueurs de glace proches de Lc se trouvaient dans le régime de ténacité ou de résistance, un test t de Student a été effectué entre la valeur Fice de la longueur de glace en question et la population Fc actuelle (toutes les valeurs Fice pour des longueurs de glace supérieures à celle considérée). Si les deux populations étaient statistiquement similaires (valeur p > 0,05), le point de données était inclus dans le régime de ténacité et la valeur Fice de la prochaine longueur de glace la plus courte était prise en compte. Cette procédure a été répétée jusqu'à ce que la valeur Fice du plus long morceau de glace dans le régime à résistance contrôlée soit statistiquement différente (valeur p < 0,05) de la valeur Fice de la plus courte longueur de glace dans le régime à ténacité contrôlée. La force d'adhérence a ensuite été déterminée à partir de la pente du meilleur ajustement linéaire dans le régime de force. La ténacité interfaciale a été calculée en utilisant \({\Gamma={F}_{c}}^{2}/(E{H}_{{{{{{\rm{ice}}}}}}})\)46. Lc a ensuite été déterminé par l'intersection de ces deux droites. Notez que, pour certaines expériences, la mesure de Fice pour de plus grandes longueurs de glace a servi de substitut à la mesure directe de Γ, et pour de tels cas, nous supposons Fice = Fc.

Un capteur microruban planaire se compose de traces de cuivre, où la structure résonne en fonction de sa géométrie et de sa forme, créant une réponse en fréquence gaussienne. La fréquence où l'amplitude de la réponse est maximisée est appelée fréquence de résonance. Un capteur à résonateur micro-ondes a été conçu et caractérisé pour détecter la présence ou l'absence de glace et d'eau sur la surface en utilisant la fréquence et l'amplitude de résonance. La différence significative dans les propriétés diélectriques entre l'eau et la glace a récemment permis une détection sensible et précise de l'eau, du givre et de la glace via des résonateurs planaires à microruban51. Le capteur à résonateur à anneau fendu (SRR) micro-ondes a été conçu dans Ansys High-Frequency Structure Simulator (HFSS, voir Fig. 7). Le capteur fonctionnait à une fréquence de résonance de 2 GHz, qui a été sélectionnée en raison de la différence de propriétés diélectriques de l'eau et de la glace à cette fréquence. En outre, la structure de détection a été optimisée pour présenter une réponse passe-bande nette. La fréquence de résonance d'une ligne microruban est régie par la longueur du SRR calculée à l'aide de l'équation. (2):

ici c est la vitesse de la lumière (\(3\times {10}^{11}\) mm/s), \({f}_{{res}}\) est la fréquence de résonance (2 GHz) et \({\varepsilon }_{r}=2,2\) est la permittivité relative de la ligne microruban. La longueur calculée du SRR à 2 GHz était de 50,7 mm. Cependant, étant donné que les capacités entre la ligne d'alimentation, le SRR et l'espace de l'anneau fendu influencent la fréquence de résonance, la longueur du résonateur a été optimisée en HFSS à 61,6 mm pour obtenir la fréquence de résonance souhaitée (voir Fig. S7). Les dimensions de la conception finale du capteur sont illustrées à la Fig. 7.

un capteur à résonateur en anneau fendu (SRR) et des éléments chauffants résistifs modélisés dans un simulateur de structure à haute fréquence (HFSS). b Image optique du capteur SRR fabriqué et des éléments chauffants résistifs.

Les radiateurs PCB sont de simples traces de cuivre disposées dans un petit espace confiné avec une résistance choisie pour produire la quantité de chaleur souhaitée. Un élément chauffant résistif avec une résistance de 5,9 Ω a également été modelé sur le substrat pour fournir les capacités de dégivrage actives. Les éléments chauffants ont été placés à une distance de 3 cm et 12 cm de la région sensible du capteur (Fig. 7). Le capteur et le réchauffeur ont été fabriqués selon les méthodologies standard de fabrication de PCB66.

La réponse du capteur a été surveillée avec un analyseur de réseau vectoriel Keysight Technologies N9918A (VNA, voir Fig. 8). Le VNA mesure les paramètres S du capteur à micro-ondes sur une large gamme de fréquences. Semblable au test d'adhérence de la glace sur le matériau LIT nu, de l'eau déionisée a été versée dans un moule imprimé en 3D sur la surface du matériau LIT et congelée à -25 ° C (Fig. 2). La température de la glace gelée directement au-dessus du réchauffeur a également été mesurée à l'aide d'un thermocouple placé dans la glace. Pour ce faire, le moule a été rempli à moitié d'eau, le thermocouple a été inséré et l'eau a pu geler. Une fois le thermocouple fixé dans la glace gelée et la température stabilisée, le réchauffeur a été engagé pour élever la température de surface localement autour du réchauffeur de -25 ° C à -5 ° C. Semblable à la procédure de test ci-dessus, les performances de dégivrage ont été mesurées tout en engageant le réchauffeur et en détectant la glace via le capteur. Nous définissons le temps de dégivrage (tD) comme le temps nécessaire aux éléments chauffants pour augmenter la température de surface jusqu'à une température cible, soit −5 °C ou −10 °C dans ce travail. Notez cependant que sans l'application de la charge mécanique externe, une simple élévation de la température à -5 ° C ne dégivre pas la surface. Une fois à la température cible, la sonde du dynamomètre a impacté la glace collée à l'intérieur du moule, et la force de détachement a été mesurée. La température de la glace à 0,5 mm au-dessus du réchauffeur a également été mesurée à -25 ° C tout au long de l'expérience, confirmant que le chauffage était bien localisé à la surface. Lors de la recherche de la tension de fonctionnement correcte, la sonde de force n'a pas été engagée et le moule rempli de glace est resté intact.

La configuration expérimentale consistait en un analyseur de réseau vectoriel, une alimentation électrique, un étage Peltier froid, un enregistreur de données de température, des éléments chauffants pour circuits imprimés et le capteur résonateur à anneau fendu.

Le revêtement LIT a été appliqué sur la surface du panneau chauffant et des cycles de givrage/dégivrage ont été effectués en utilisant différentes longueurs de glace (60 à 150 mm). La force de dégivrage a de nouveau été mesurée à -20 °C à l'aide d'un dynamomètre avec une précision de 0,1 N. Au moins cinq répétitions ont été effectuées pour chaque longueur de glace. Suite à cela, 13 cycles de givrage/dégivrage supplémentaires ont été effectués sur ce même échantillon en utilisant des longueurs de glace de 150 mm. Enfin, les cinq répétitions des morceaux de glace de 60, 80 et 100 mm ont été cycliquement glacées/dégivrées, pour un total de 43 mesures répétées sur le même échantillon LIT/réchauffeur.

Le système de dégivrage hybride a été placé à l'extérieur pendant 3 semaines à Toronto, ON, Canada, ce qui comprenait des fluctuations thermiques quotidiennes et un événement de forte pluie le 21 mai 2022. Ensuite, la force de dégivrage a été mesurée à l'aide de plusieurs longueurs de glace à -20 ° C.

Le revêtement LIT a été contaminé en pipetant de l'acétone sur sa surface et en le laissant s'évaporer (voir les informations complémentaires, Fig. S5b). La force de dégivrage pour différentes longueurs de glace a ensuite été mesurée à -20 ° C, avec au moins cinq répétitions pour chaque longueur.

Le revêtement LIT a été abrasé à l'aide d'un papier de verre électrolytique au carbure de silicium de grain 800 (Alibaba Group, Chine). Une ponceuse électrique (RYOBI 1/3 Corded Sheet Sander, Chine) a été utilisée pour abraser constamment le matériau à 12 000 tr/min pendant 15 min. La rugosité et la topographie du revêtement avant et après abrasion ont été mesurées à l'aide d'un microscope à balayage laser 3D LEXT™ OLS5100 (Fig. S4). Après abrasion, la force de dégivrage du revêtement a été mesurée à -20 ° C pour différentes longueurs de glace (Fig. S5a).

Pour évaluer l'évolutivité de notre système de dégivrage hybride, une version à grande échelle a été conçue (voir les informations complémentaires, Fig. S6a). Tous les tests de dégivrage à grande échelle ont été effectués dans un congélateur-chambre (Climate Lab, KITE, au University Health Network, Toronto, Canada) où la température moyenne de la pièce pendant nos 3 jours de test était de −18 ± 1 °C avec une HR de 75 ± 5 %. En utilisant la même méthode de fabrication de radiateur que ci-dessus, quatre panneaux chauffants identiques avec des dimensions de 24 mm × 80 mm (W × L) ont été préparés. Les panneaux ont ensuite été installés sur une feuille d'Al fixée sur des supports en bois (voir informations complémentaires, Fig. S6b). La surface des quatre panneaux a été recouverte d'un seul film UHMW-PE mesurant 80 mm sur 960 mm. Chaque élément chauffant était connecté à une alimentation séparée réglée à la tension optimisée. Pour former un grand morceau de glace, un moule en caoutchouc de silicone avec des dimensions internes prescrites de 920 mm × 20 mm × 20 mm (L × l × H) a été préparé et placé sur le revêtement LIT. Ensuite, le moule en caoutchouc a été rempli d'eau déionisée et laissé complètement geler. Une fois complètement congelé, le moule en caoutchouc a été retiré et une protection imprimée en 3D a été placée autour de l'extrémité avant de la glace, de sorte que la pointe de la sonde de force n'entre pas directement en contact avec la glace. La force de dégivrage a ensuite été enregistrée en utilisant la même platine mobile et le même dynamomètre que ci-dessus. Ces tests ont été répétés au moins 5 fois. Pour une longueur de glace de 500 mm, le processus de dégivrage a été enregistré sur vidéo, ce qui nous a permis de suivre en temps réel le front de propagation des fissures (voir film support S1). Les limitations d'espace à l'intérieur du congélateur ont empêché d'enregistrer le processus de détachement de la glace de 920 mm de long, mais les résultats étaient visuellement similaires.

Les données sources sont fournies avec ce document67.

Une correction à cet article a été publiée : https://doi.org/10.1038/s41467-023-36927-w

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Les auteurs remercient la nation Syilx Okanagan pour l'utilisation de leur territoire non cédé, la terre sur laquelle la recherche a été menée. Ce travail a été financé en partie par le ministère de la Défense nationale, dans le cadre du projet CP-3325 alloué à KG et MZ, et la Fondation canadienne pour l'innovation, dans le cadre de la subvention 41543 allouée à KG

Okanagan Polymer Engineering Research & Applications Laboratory, School of Engineering, Université de la Colombie-Britannique, Kelowna, BC, V1V 1V7, Canada

Zahra Azimi Dijvejin et Kevin Golovin

Département de génie mécanique et industriel, Université de Toronto, Toronto, ON, M5S 3G8, Canada

Zahra Azimi Dijvejin et Kevin Golovin

Laboratoire Okanagan Microelectronics and Gigahertz Applications (OMEGA), École d'ingénierie, Université de la Colombie-Britannique, Kelowna, Colombie-Britannique, V1V 1V7, Canada

Mandeep Chhajer Jain, Ryan Kozak et Mohammad H. Zarifi

Département de science et génie des matériaux, Université de Toronto, Toronto, ON, M5S 3G8, Canada

Kévin Golovin

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KG et MHZ ont conçu le projet. MCJ et RK sont responsables de la conception théorique et de la simulation du capteur et du réchauffeur. ZAD et MCJ ont réalisé le travail expérimental et rédigé le manuscrit. KG et MHZ ont dirigé le projet. Tous les auteurs ont discuté des résultats et contribué au manuscrit.

Correspondance à Mohammad H. Zarifi ou Kevin Golovin.

Les auteurs ne déclarent aucun intérêt concurrent.

Nature Communications remercie Peng Wang et les autres examinateurs anonymes pour leur contribution à l'examen par les pairs de ce travail. Les rapports des pairs examinateurs sont disponibles.

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Réimpressions et autorisations

Azimi Dijvejin, Z., Jain, MC, Kozak, R. et al. Revêtements intelligents à faible ténacité interfaciale pour un dégivrage à la demande sans fondre. Nat Commun 13, 5119 (2022). https://doi.org/10.1038/s41467-022-32852-6

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Reçu : 31 mars 2022

Accepté : 22 août 2022

Publié: 31 août 2022

DOI : https://doi.org/10.1038/s41467-022-32852-6

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