FR 3101682 A1 20210409 FR 1911101 A 20191007 Compresseur à siphons hélicoïdaux : désalinisation, extraction de CO 2 , déshumidification, aération d’un liquide, moteur thermique, compression-décompression, décompression-compression. Une vis d’Archimède sous la surface d’un liquide translate vers le bas et comprime les poches de gaz que ses cloches virtuelles emprisonnent. Elle peut entraîner une vis de pas inverse pour associer compression et décompression. La désalinisation quasi-isotherme de l’eau salée par cycle de Hirn inversé à 23,14 hPa, la déshumidification de l’air par décompression au-delà du point de rosée, l’extraction du dioxyde de carbone d’un gaz par liquéfaction à 5,7291 MPa, la distillation alcoolique à température ambiante, l’oxygénation des rivières sous l’effet du courant, la transformation d’énergie thermique en énergie mécanique constituent des exemples d’applications. La faiblesse des frottements, l’absence de tout clapet, presse-étoupe ou autre pièce d’étanchéité mobile sont notables. Figure pour l’abrégé : Figure 9 Compresseur à siphons hélicoïdaux : désalinisation, extraction de CO2, déshumidification, aération d’un liquide, moteur thermique, compression-décompression La présente invention concerne de façon générale un dispositif de mise en pression, de dépressurisation ou pressurisation et dépressurisation dans les deux ordres de succession d’un gaz ou d’un liquide. Le compresseur à siphons hélicoïdaux associe d’une part le principe de la vis ou hélice (proche de la vis d’Archimède) pour transformer un mouvement de rotation en translation d’autre part celui du siphon pour contraindre des poches de gaz enfermées dans les siphons virtuels que forment les parties localement supérieures de l’hélice à subir le gradient de pression du liquide dans lequel elle est immergée. Il combine les qualités du compresseur volumétrique (débit indépendant de la charge) et celles du compresseur à turbine (réduction des frottements et absence de clapet pour la continuité de l’alimentation). Au prix de l’encombrement, avec des frottements réduits aux forces de viscosité et avec une étanchéité parfaite, le compresseur à siphons hélicoïdaux peut être mécaniquement associé à un décompresseur pour imposer à faible coût de fructueux cycles de pressurisation-dépressurisation. Pour offrir des différences de pressions importantes sans encombrement excessif, le compresseur à siphons hélicoïdaux peut segmenter la vis en plusieurs sous-vis opportunément pressurisées. La compression de la phase gazeuse d’eau salée préalablement décomprimée jusqu’à sa pression saturante (23,14 hPa à 20°C) permet de condenser à température ambiante cette vapeur par nature désalinisée. Des variantes permettent la lyophilisation ou la distillation alcoolique à température ambiante, c’est-à-dire sans agression thermique des arômes. La compression d’un gaz contenant du dioxyde de carbone jusqu’à sa pression de liquéfaction (5,7291 MPa à 20°C, environ 56 fois la pression atmosphérique) permet d’extraire ce dioxyde de carbone, la détente du reliquat gazeux réduisant largement le coût énergétique de l’opération. Chauffer un gaz comprimé avant de le décomprimer permet de valoriser en énergie mécanique des sources thermiques trop médiocres pour utiliser d’autres méthodes d’exploitation. La décompression d’air humide permet de l’assécher au-delà du point de rosée par effet de foehn, la compression du reliquat compensant largement le coût énergétique de l’opération. Les rivières souffrent de déficits chroniques en oxygène : le compresseur à siphons hélicoïdaux permet d’y remédier sous la seule action de leur courant. Etat de la technique antérieure La vis d’Archimède appartient au domaine public. La version revisitée par Léonard de Vinci remplace le carter fixe contre lequel la vis frotte par un carter tournant, supprimant les frottements engendrés par les besoins d’étanchéité : la vénérable bétonneuse constitue une application aussi banale qu’éprouvée. On trouve quelques dépôts de brevet récents faisant appel à des vis d’Archimède, ils ne comprennent aucune des revendications de la présente demande : Centrale hydroélectrique avec rotor à vis d'Archimède EP2796707 - 2014-10-29 Appareil servant à produire de l’énergie hydroélectrique WO20100821292010-07-22 Ensemble WO2011128640 - 2011-10-20 Propulsion de navire utilisant une vis sans fin FR2895367 - 2007-06-29 (BOPI 2007-26 ) Ces cas d’emploi de vis d’Archimède s’appliquent à des liquides, alors que la présente invention comprime ou dépressurise des gaz. Aujourd’hui, la désalinisation de l’eau salée utilise soit des osmoseurs nécessitant des compressions de l’ordre de 10 MPa, perdus dans la membrane osmotique qu’il faut périodiquement régénérer par des balayages inverses, soit des bouilleurs qui chauffent jusqu’à ébullition à des pressions réduites puis refroidissent le liquide, avec les pertes thermodynamiques inhérentes. Le système ici proposé fait descendre la température d’ébullition à la température ambiante pour éviter la nécessité de refroidissement et réduire ces pertes thermodynamiques ; un des autres avantages est de produire des résidus secs, utilisables à d’autres usages, sans générer et diluer de saumure néfaste pour l’environnement. La lyophilisation fait classiquement appel à de très basses pressions après congélation, la distillation à une ébullition à la pression atmosphérique, deux opérations préjudiciables à la protection des arômes. Inspirée de la pascalisation, la stérilisation hypobarique mérite d’être enfin évaluée. Aucun dispositif d’extraction du dioxyde de carbone par compression jusqu’à sa liquéfaction ne semble avoir été proposé, sans doute à cause du coût énergétique d’une telle compression si une décompression efficace n’est pas associée. De par sa flottabilité nulle, le rotor du compresseur-décompresseur fait l’objet de très faibles résistances mécaniques dues aux forces de viscosité tout en offrant une étanchéité parfaite. Cet atout est utilisé pour exploiter de faibles ressources thermiques et les transformer en énergie mécanique. Le professeur Wong de l’université d’Akron (Etats-Unis/Ohio) pourrait extraire 39 litres d’eau par heure d’une atmosphère désertique grâce aux nano-fibres d’un polymère hydrophile (744 mg d’eau captés par centimètre carré et par heure). Pour répondre à ce besoin de déshumidification, aucune voie faisant appel à la décompression de l’air au-delà du point de rosée puis à sa compression n’a été identifiée. De nombreux systèmes existent pour oxygéner les rivières, aucun n’utilise de rotor aussi simple que celui de la présente invention. L’escalier du château de Chambord élaboré par Léonard de Vinci associe deux surfaces hélicoïdales de même sens ; ici plusieurs surfaces hélicoïdales de même sens sont effectivement associées, avec d’autres surfaces hélicoïdales de sens opposées. La machine de Marly alimentait le château de Versailles en eau en puisant l’eau et l’énergie de la Seine et en segmentant le pompage en trois étages ; la présente invention obtient le même résultat sans aucun clapet. Note liminaire sur la compression par siphons hélicoïdaux La figure 1 décrit une hélice simple (courbe s'enroulant autour d'un cylindre, interceptant ses génératrices sous un angle constant) de rayon r et de pas p (x=rsinθ, y=r cosθ z=pθ) dont l’axe est incliné d’un angle β par rapport à la verticale. Quand cet angle β dépasse l’angle constant entre les génératrices du cylindre et l’hélice, angle constant déterminé par le pas p, cette hélice présente des extrema locaux qui sont exploités par le compresseur. Associer à la courbe en trois dimensions de l’hélice un tuyau de rétention de liquide permet d’élaborer un précurseur de compresseur à siphons hélicoïdaux dont les parties hélicoïdales entre les points (1) et (2) correspondant aux angles θ 1 et θ 2 ou θ 1 +2π et θ 2 +2π constituent des auges virtuelles pouvant retenir un liquide. Il suffit d’une rotation, quelle que soit sa vitesse, pour que ces auges virtuelles effectuent une translation et déplacent le liquide qu’elles contiennent ; ces auges sont virtuelles dans la mesure où plusieurs parties physiques du tuyau hélicoïdal associé à l’hélice vont tour à tour les constituer. La vue de face et le calcul mettent en évidence que le centre de gravité du liquide présent dans l’auge est latéralement décalé par rapport à l’axe et génère un moment tendant à faire tourner le précurseur de compresseur à siphons hélicoïdaux dans le sens de descente du liquide. Soit la rotation de ce précurseur de compresseur sera motrice pour faire monter le liquide, soit la descente du liquide sera motrice pour faire tourner ledit précurseur de compresseur. Ce système de translation d’un liquide est intéressant pour son alimentation et son déversement, aussi simples qu’efficaces : il suffit de poser le centre de la base du précurseur de compresseur à siphon hélicoïdal sur le dioptre d’une surface liquide (3) et de recueillir ce liquide juste à sa sortie dans une gouttière. On peut remarquer l’absence de frottement entre des parties mobiles et fixes pour assurer leur étanchéité, l’absence de clapet, l’absence de vitesse minimale, la dénivellation minimale pour l’évacuation dans une gouttière et la grande réversibilité. On calcule que pour β=45° et p=0.5 r, environ la moitié de la longueur de chaque spire se trouve entre un « col » (1) de θ 1 =30°et le point suivant (2) à la même altitude (θ 2 =218°) et que cette combinaison optimise assez bien le compromis entre l’encombrement, le débit et le couple. Pour la faible compression sous un fort débit des figures 10 à 12, le couple β=10° et p=3,1 r sera proposé. Le terme « siphon » est justifié par la projection en « U » du tuyau hélicoïdal permettant d’isoler par un liquide deux volumes de gaz. La figure 2 correspond à l’immersion de ce précurseur de compresseur à siphons hélicoïdaux dans un liquide limité par le dioptre (3), constituant maintenant un véritable compresseur à siphons hélicoïdaux. Le terme « siphon » est conservé pour la capacité de la partie liquide du tuyau à assurer la séparation entre deux volumes de gaz distincts par la projection en « U » de ce tuyau hélicoïdal que le gradient de pression fait plus exactement ressembler à un « J ». La descente d’un gaz et sa compression sont obtenues par le positionnement des siphons hélicoïdaux de la figure 1 dans le gradient de pression du liquide. Le gaz est introduit par la partie supérieure, dite partie d’aspiration, le dioptre (3) coupant pour les raisons de remplissage la base supérieure du cylindre par sa moitié. Le remplissage en gaz correspond plus exactement à l’absence de liquide au-dessus du dioptre (3) conformément au principe des vases communicants. Au-dessous de ce dioptre, le gaz est enfermé dans les parties supérieures des siphons et descend au fur et à mesure de la rotation du compresseur à siphons hélicoïdaux ; ce sont maintenant les parties hautes des siphons qui constituent des cloches virtuelles en translation dans lesquelles les gaz sont logés entre deux volumes de liquide occupant le volume restant. Le terme de cloche dans le cas d’un gaz remplace celui d’auge dans le cas d’un liquide en faisant référence aux cloches à plongeur. Mises bout à bout, les hauteurs cumulées des colonnes intermédiaires de liquide correspondent exactement à la hauteur totale. La rotation du compresseur à siphons hélicoïdaux va provoquer une translation des poches de gaz dans le gradient de pression du liquide vers une zone où la pression hydrostatique du liquide sera différente, modifiant ainsi celle du gaz de la valeur P=hρg, P étant la pression, h la profondeur ou variation d’altitude de ladite poche de gaz, ρ la masse volumique du liquide employé et g la constante de gravitation. La question de la réduction du volume gazeux sous l’effet de sa compression et du déplacement intempestif des colonnes intermédiaires de liquide sera résolue ultérieurement. Au bilan, le compresseur à siphon hélicoïdal dispose d’une partie aspiration au-dessus d’un dioptre gaz-liquide (3) et d’une partie compression en-dessous ; la rotation de ce compresseur emprisonne le gaz au-dessus du dioptre dans les cloches virtuelles que forment les siphons hélicoïdaux ; cette rotation détermine également leur profondeur au sein du gradient de pression de la colonne liquide en-dessous dudit dioptre (3) et comprime le gaz emprisonné dans lesdites cloches virtuelles. Si on examine la formule de Bernouilli + + gz appliquée d’une part à la poche de gaz, d’autre part à la poche de liquide le remplaçant, on peut considérer que les énergies cinétiques du gaz et du liquide comme constantes et dire que par conservation de l’enthalpie, le compresseur à siphons hélicoïdaux transforme la quantité gz correspondant au déplacement de la poche de liquide qui compense celui de la poche de gaz en modifiant la pression de cette poche de gaz , à la variation d’énergie potentielle de la poche de gaz près. La figure 3 montre comment le tuyau associé à l’hélice peut être amélioré pour augmenter le volume utilisé. A l’intérieur d’un cylindre de rayon R 1 , des surfaces hélicoïdales de pas p entre les rayons R 0 et R 1 sont insérées : Longueur déterminée par k, nombre réel positif définissant le nombre de périodes 0 ≤ θ ≤ 2 k π, 0 ≤ n ≤ 7 pour 8 surfaces hélicoïdales Point (4) : x = R 0 sin (θ + n π / 4), y = R 0 cos (θ + n π / 4), z = R 1 θ /2 Point (5) : x = R 1 sin (θ + n π / 4), y = R 1 cos (θ + n π / 4), z = R 1 θ /2 Cette évolution permet : la transformation de la section circulaire du tuyau associé à l’hélice par une section limitée par deux surfaces hélicoïdales, l’extension de la section utile à l’ensemble du cylindre sur lequel l’hélice s’appuie, en y retranchant le canal central, la mise en place d’un canal central de rayon R 0 en communication avec l’extérieur du cylindre dans lequel le liquide peut se déplacer au gré des variations de niveau des cloches virtuelles sous l’effet de la pression. Plusieurs surfaces hélicoïdales sont imbriquées pour augmenter le volume utilisé, huit dans l’exemple de la figure 3 mais, avec β = 45° et p = 0,5, la modélisation montre qu’on peut insérer jusqu’à douze surfaces hélicoïdales sans interférence. Cet assemblage constituant un rotor permet d’aménager les cloches virtuelles en translation conformément aux figures 3 et 5 déterminées en premier lieu par une paroi cylindrique (5) de rayon R 1 , en deuxième lieu par un canal cylindrique central (4) de rayon R 0 , en troisième lieu par une paroi hélicoïdale entre le canal central (4) et la paroi cylindrique (5) à laquelle elle est soudée pour assurer l’étanchéité des cloches virtuelles, en quatrième lieu par une surface horizontale à l’intérieur d’une ligne de niveau (7) appuyée sur le point supérieur (7’) de l’intersection entre le canal central et la paroi hélicoïdale et en dernier lieu par l’inclinaison β du cylindre (5) et du canal central (4) par rapport à l’horizontale. Les cloches en translation sont réparties par le dioptre gaz-liquide (3) entre des cloches d’aspiration et des cloches de compression. Le point supérieur (7’) de l’intersection entre le canal central et la paroi hélicoïdale définit une ligne de niveau (7), base de la cloche en translation, qui va isoler et enfermer la poche de gaz lors de sa rencontre avec le dioptre (3). Au-dessus du dioptre (3), les cloches d’aspiration sont pleines de gaz, une rotation du compresseur les translate vers le bas jusqu’à ce que la ligne de niveau (7) atteigne le dioptre (3) et isole les poches de gaz qu’elles contiennent. Au-dessous du dioptre (3), lesdites poches de gaz isolées par les cloches en translation subissent le gradient de pression de la colonne de liquide sous le dioptre (3) par l’intermédiaire de la surface à l’intérieur de la ligne de niveau (7) et sont comprimées en conséquence. Leur compression réduit le volume de la poche de gaz, sa surface inférieure s’appuie sur une ligne de niveau qui n’est plus en contact avec le canal central comme illustré en 7’’, selon le principe des vases communicants le canal central a permis de remplacer le volume de gaz comprimé par du liquide. La faible valeur de R 0 augmente directement le volume de la cloche. L’inconvénient du déplacement des colonnes intermédiaires dans le cas de l’exemple de la figure 2, à l’origine du déplacement intempestif de bulles d’une poche de gaz à l’autre disparaît ; avec le canal central, les poches de gaz sont au moment de la rencontre avec le dioptre (3) à la limite de déborder dans le canal central par le point (7’), puis progressivement restreintes à la partie supérieure des cloches par l’augmentation de pression : le canal central fournit le liquide nécessaire à la compensation de cette réduction de volume. Ce canal est aussi important pour s’affranchir de la position du dioptre (3) par rapport aux extrémités (6) du compresseur. Les exemples des figures 1 et 2 étaient optimisées avec un dioptre (3) au centre du disque, et impérativement entre les extrémités (6) de ce disque ; avec le canal central, la hauteur à laquelle le dioptre coupe le compresseur à siphons hélicoïdaux n’a à cet égard pas de conséquence. Le positionnement du dioptre (3) n’est donc pas limité entre les extrémités (6) de la base du cylindre mais peut descendre indifféremment sous (6) tout en garantissant une aspiration nominale. Le rotor objet de la figure 3 est conçu pour posséder une flottabilité nulle quand toutes les cloches en translation sont nominalement remplies de gaz afin que les frottements soient réduits à ceux que la viscosité génère. A cet effet, certaines parties recevront des blocs de lest adéquats. La figure 4 revient sur le cas de la montée d’un liquide et montre la translation verticale de l’auge virtuelle au fur et à mesure de la rotation du siphon hélicoïdal jusqu’au déversement en (11). L’auge étant délicate à définir dans l’espace, il ne s’agit ici que des projections horizontales de la partie externe de la plus basse des deux surfaces hélicoïdales enserrant l’auge virtuelle. Les génératrices (8) et (9) associées aux bords de l’auge virtuelle montrent que l’étanchéité de l’auge est bien assurée, malgré le canal central non représenté. L’exemple éprouvé de la bétonneuse répondrait aux éventuels doutes. Le volume de l’auge sera optimisé avec des génératrices qui ne seront pas exactement perpendiculaires à l’axe (10), une étude ultérieure permettra de déterminer la valeur de cette variation. L’autre mérite de cette figure est de montrer comment, quelle que soit la vitesse de rotation, la courbe de niveau formée par les bords de l’auge virtuelle va percer le dioptre (3) et soulever son contenu pour le contraindre à subir la translation. La figure 5 correspond au compresseur à siphons hélicoïdaux immergé dans un liquide sous le dioptre. En haut du compresseur, la cloche virtuelle au-dessus du dioptre descend progressivement pour le percer avec la ligne de niveau (7), le liquide obture la poche de gaz captée et se comporte comme un joint particulièrement fiable, parfaitement étanche et rigoureusement inusable. La poche de gaz est ainsi enfermée entre la partie supérieure de la cloche virtuelle jusqu’au point (7’) du canal central sur lequel s’appuie la surface à l’intérieur de la ligne de niveau (7), quelque soit encore une fois la vitesse de rotation, puis translatée jusqu’à son échappement en (11). On peut noter que comme la partie tournante du compresseur baigne intégralement dans le gradient de pression du liquide sous le dioptre, elle ne fait l’objet d’aucun différentiel de pression et peut être construite en matériaux légers tel par exemple le polyéthylène. Un effet secondaire de la descente des poches de gaz est l’entraînement du liquide dans le même sens sous l’effet des parois hélicoïdales avec un glissement d’autant plus faible que la vitesse de rotation sera grande. Le compresseur à siphons hélicoïdaux se comporte ainsi comme une cloche virtuelle faisant descendre une poche de gaz dans un gradient liquide, avec les avantages d’un entraînement, d’un remplissage et d’une vidange plus simples. Pour obtenir la pression de 5,7291 MPa nécessaire à la liquéfaction du dioxyde de carbone à 20°C, la densité de 2,5 du fluide envisagé à base de barytine nécessitera une dénivellation de 230 m, qu’il est possible de diviser en 16 sous-compresseurs d’une quinzaine de mètres. La figure 6 indique à cet effet comment plusieurs étages de pressurisation d’un liquide peuvent être associés dans des modules progressivement pressurisés par rapport au précédent de la surpression hρg. Un moteur (12) entraîne le rotor (13) d’un module qui va élever des auges virtuelles de liquide. L’énergie potentielle de la montée du liquide est transformée en énergie hydrostatique par la colonne de descente et la pressurisation progressive des cellules assure la stabilité les niveaux. Ce rotor (13) anime un arbre de transmission (14) qui traverse une colonne liquide. Ladite colonne liquide remplit pour l’arbre (14) une fonction de presse-étoupe idéal, absolument étanche et uniquement soumis au frottement de la viscosité arbre-liquide. L’arbre ne constitue pas le seul moyen envisageable de transmission du mouvement, une bielle, une courroie, une chaîne, par exemple, conviendraient autant, avec la même étanchéité irréprochable dans la mesure où elles traversent la colonne liquide dans laquelle le gradient de pression se trouve. Le mouvement est imprimé au rotor suivant pour être transmis de proche en proche aux autres rotors qui fonctionnent à des pressions plus importantes. La figure 7 adapte la segmentation de la figure 6 à la compression d’un gaz. Chaque étage procure une surpression de hρg. Chaque collecteur reliant deux étages est pressurisé à la pression finale de compression de l’étage amont de la surpression hρg afin que son liquide de compression n’envahisse pas ce collecteur. Il s’agit de la reprise du principe de « l’abreuvoir à oiseaux » dont la dépression au sommet du réservoir retient le liquide jusqu’au col de la partie abreuvoir. Un déflecteur (15) épouse la surface du cylindre du sous-compresseur à siphons hélicoïdaux pour que les gaz comprimés soient canalisés vers le collecteur où se trouve l’arbre de transmission (14) d’entraînement de l’étage suivant. En fonctionnement régulier, chaque collecteur recevant autant de gaz de l’étage amont qu’il n’en perd par aspiration du sous-compresseur de l’étage suivant, les pressions et les niveaux des dioptres restent constants. La segmentation en sous-compresseurs progressivement pressurisés permet ainsi de réduire l’encombrement global du dispositif et de transmettre les mouvements d’entraînement sans aucun dispositif d’étanchéité comparable à un joint de clapet, à un segment de piston ou à un presse-étoupe. Pour réduire le coût énergétique de la compression d’un gaz dont la majeure partie est ensuite décompressée, deux couches de surfaces hélicoïdales de sens opposés sont solidairement associées comme illustré par les figures 8 et 9 afin de permettre simultanément la compression et la décompression de deux flux de gaz. Cette association de surfaces hélicoïdales est définie ci-dessous : Longueur déterminée par k, nombre réel positif définissant le nombre de périodes 0 ≤ θ ≤ 2 k π, 0 ≤ n ≤ 7 pour 8 surfaces hélicoïdales internes, 0 ≤ m ≤ 11 pour 12 surfaces hélicoïdales externes Point (4) : x = R 0 sin (θ + n π / 4), y = R 0 cos (θ + n π / 4), z = R 1 θ /2 Point (5) : x = R 1 sin (θ + n π / 4), y = R 1 cos (θ + n π / 4), z = R 1 θ /2 Point (16) : x = R 1 sin (-θ + m π / 6), y = R 1 cos (-θ + m π / 6), z = R 1 θ /2 Point (17) : x = R 2 sin (-θ + m π / 6), y = R 2 cos (-θ + m π / 6), z = R 1 θ /2 La surface hélicoïdale externe possède ainsi en (17) un diamètre externe R 2 . Dans l’exemple dessiné, 12 surfaces hélicoïdales externes sont imbriquées. La solidarité mécanique entre les deux assemblages de surfaces hélicoïdales est assurée en (16) par une soudure des surfaces hélicoïdales sur le cylindre interne, tout en maintenant une équi-pression du liquide par un système de petits dalots. Il s’agit de l’exacte reprise de la fonction du canal central de rayon R 0 de la figure 3. Les dalots sont représentés en (16) par une absence de trait ; leurs bords solidarisant le rotor interne et la couronne externe justifieraient pourtant des traits pleins qui ont été volontairement omis pour faciliter la clarté du schéma. La figure 9 montre deux des cloches virtuelles de ces assemblages de surfaces hélicoïdales de sens opposés. Leurs projections sur la vue de face montrent sans surprise les moments antagonistes qu’elles génèrent et donc le travail récupérable. Il s’agit du cœur de l’invention ; une configuration comparable correspondrait à deux cloches positionnées de part et d’autre d’un axe comme les deux bras d’une balance de Roberval dans lesquelles deux volumes gazeux auraient été introduits, cette configuration offrirait la même réversibilité, mais serait beaucoup moins commode à d’une part déplacer sur de grandes hauteurs et d’autre part à remplir ou vider. Pour la clarté des dessins, les dalots ne sont pas représentés. On verra plus loin et figures 18 à 21 comment deux flux de gaz peuvent alimenter ces assemblages de surfaces hélicoïdales de sens opposés sans entrer mutuellement en contact. Note liminaire sur les bretelles thermiques Le compresseur à siphons hélicoïdaux vise à obtenir des changements d’état physique : vaporisation et condensation. Si la température et la pression constituent des conditions indispensables à de tels changement d’état, il est nécessaire d’inscrire ces changements d’état dans la durée, c’est-à-dire d’apporter les flux énergétiques nécessaires pour que les conditions de pression et de température demeurent inchangées. Les exemples de réalisation ci-dessous associent souvent des flux énergétiques opposés : réchauffement puis refroidissement, ou vice-versa. Le concept de bretelle thermique repose sur le rapprochement des flux à différentes températures tout en les séparant par une cloison thermiquement conductrice : il est ici plus facile de déplacer un flux physique que de mettre en place un système de déplacement de la chaleur, par exemple par radiateurs et fluide caloporteur intermédiaire. Note liminaire sur l a décompression au-delà du point de rosée Le passage d’une barrière montagneuse génère l’ascendance d’une masse d’air contenant de la vapeur d’eau, toutes deux poussées par le vent. Le rapport de mélange de la vapeur d’eau dans l’air est souvent inférieur à 10 g de vapeur d’eau par kilogramme d’air. En amont de cette barrière, les parcelles d’air subissent une détente qui les refroidit, de typiquement 10°C par 1000 m jusqu’à la base des nuages : on parle d’adiabatique sèche parce qu’aucun changement d’état de la vapeur d’eau n’entre encore en jeu. En fonction de la température de rosée, à un niveau déterminé de pression et donc d’altitude, la vapeur d’eau constituant une très faible partie de ces parcelles commence à se condenser sous forme liquide, c’est-à-dire sous forme de nuage et provoque généralement des précipitations. On dit que le taux d’humidité a atteint 100%. Au fur et à mesure de l’ascension que le vent ascendant entretient, la vapeur d’eau continue de se condenser et la chaleur émise par ce changement d’état réduit le refroidissement correspondant à la seule détente de l’air : on parle d’adiabatique humide ou pseudo-adiabatique avec un refroidissement global réduit à typiquement 6°C par 1000 m. Au niveau du sommet, la condensation n’est plus entretenue par l’ascendance et la masse d’air asséchée par les précipitations (nouveau point de rosée et nouveau rapport de mélange) descend le long du versant aval dans une compression pseudo-adiabatique jusqu’à son altitude de condensation (base des nuages). L’altitude de condensation de ce versant est sensiblement au-dessus de celle du versant amont à cause des précipitations et donc de la réduction du rapport de mélange. La compression en-dessous de cette altitude ne met plus en œuvre d’eau liquide, il s’agit donc d’une véritable adiabatique à 10°C/1000 m. Le décalage entre les deux adiabatiques sèches correspond à l’échauffement et à la réduction de l’humidité de la masse d’air après le passage du relief. Les graphiques émagrammes rendent compte du phénomène, illustré figure 24. Description du b ouilleur isotherme Pour effectuer une distillation quasi-isotherme à température ambiante, on fait plonger les deux branches d’un tube en « U » inversé dans deux réservoirs de la figure 10, (20) pour l’eau salée et (21) pour l’eau désalinisée. Le dispositif (22) maintient le niveau du réservoir (20) constant en l’alimentant en eau salée dégazée, dont la production sera décrite ultérieurement. Le dispositif (23) exerce la fonction de trop plein du réservoir (21) pour évacuer l’eau désalinisée produite et maintenir le niveau de ce réservoir (21) constant. La hauteur h 0 correspond à la pression de 23,14 hPa à 20°C à laquelle l’eau salée dégazée du réservoir (20) peut s’évaporer (une dizaine de mètres), elle atteint le niveau (24). Pour empêcher à cette même pression le liquide désalinisé de l’autre branche en « U » inversé de s’évaporer, une couche d’huile alimentaire est utilisée pour protéger ledit liquide désalinisé. Sa densité de typiquement 0,9 permet d’imprimer à la colonne d’eau désalinisée au-dessus de laquelle elle se trouve une pression hydrostatique appréciable tout en évitant tout risque d’évaporation grâce à la pression de vapeur saturante de l’huile alimentaire de typiquement 13 Pa, plus de cent fois moindre. Bien sûr, la plus faible masse volumique de cette huile alimentaire conduira son niveau (25) à être légèrement au-dessus du niveau (24). Les branches du « U » inversé sont donc inégalement remplies de liquide à cause de l’emploi dans une desdites branches d’une couche de liquide (huile alimentaire) à la densité légèrement inférieure à celle de l’eau salée dans l’autre branche, mais à la pression de vapeur saturante largement inférieure à celle de ladite eau salée, ladite couche d’huile alimentaire empêchant l’évaporation de l’eau désalinisée au-dessus de laquelle elle se trouve. Pour que les niveaux (24) et (25) soient fixes quelles que soient la pression atmosphérique et la température de l’environnement, les niveaux des réservoirs (20) et (21) seront adaptables par un réglage de l’angle α des dispositifs de régulation (22) et (23). Si on spécifie la gamme de fonctionnement entre 970 hPa et 1060 hPa, la température de l’eau salée entre 3°C et 25°C (pressions de vapeur saturante de respectivement 8 hPa et 32 hPa), la hauteur h 0 à obtenir doit se trouver entre 93800/ρg et 105200/ρg, soit une variation d’environ 1,20 m pour les dispositifs de régulation (22) et (23) des réservoirs respectivement (20) et (21). Les cloches virtuelles d’un compresseur à siphon hélicoïdaux auxiliaire (26) prélèvent le gaz de la partie supérieure du « U » inversé et en baissent la pression à la demande quand elle est supérieure à 23,14 hPa. Au début du fonctionnement du compresseur auxiliaire, les gaz remplissant ses cloches virtuelles sont composées d’une part de vapeur d’eau et d’autre part de gaz indésirables issus du dégazage de l’eau salée. Au fur et à mesure de leur descente vers le réservoir (20) qui va augmenter leur pression, la vapeur d’eau va se condenser en buées qui se mélangera à l’eau salée ; pour leur part, les gaz indésirables vont seulement se comprimer en descendant. A l’arrivée dans la partie inférieure du compresseur auxiliaire et dans le réservoir (20), trois sortes de particules gazeuses résiduelles vont être relâchées à l’intérieur de ce réservoir (20) : les gaz différents de la vapeur d’eau dont l’extraction achève le dégazage de la partie supérieure du « U » inversé et qui vont remonter à la surface du réservoir (20), les buées d’eau désalinisée qui se mélangeront à l’eau salée sans remonter à la surface, la vapeur d’eau dont la faiblesse des échanges thermiques n’a pas permis la condensation, qui sera perdue en traversant la surface du réservoir (20). La réduction de pression dans la partie supérieure du « U » inversé va être compensée par les liquides des réservoirs (20) et (21), ainsi aspirés jusqu’aux niveaux (24) et (25). Le dispositif (22) assure l’alimentation en eau salée du réservoir (20) ; au démarrage du système par mise en fonction du compresseur à siphons hélicoïdaux auxiliaire (26) un dispositif non représenté fait de même pour remplir en eau désalinisée le réservoir (21). Pendant cette opération de mise en fonction, le sectionnement (40) sera ouvert pour purger la partie condenseur de l’échangeur thermique (34) afin d’éliminer la quantité de gaz différents de la vapeur d’eau qui y subsisterait. Pour réduire les pertes de vapeur d’eau dans le réservoir d’eau salée (20), le fonctionnement du compresseur auxiliaire (26) sera limité aux périodes de démarrage, aux périodes pendant lesquelles le dégazage insuffisant de l’eau salée imposera de réduire la pression dans la partie supérieure du « U » inversé et aux périodes de remontage des enceintes (33) après nettoyage des cristaux pour y rétablir une pression satisfaisante. Ces pertes préjudiciables à l’efficacité auraient pu être évitées en faisant déboucher le compresseur auxiliaire (26) dans le réservoir à eau désalinisée (21) ; une telle solution a été écartée parce qu’elle aurait conduit au dépôt potentiel dans ce réservoir de traces de gaz de dégazage polluants qui s’évaporent à plus de 23,14 hPa, en réduisant ainsi sa pureté. Ce compresseur auxiliaire (26) est entraîné par un système mécanique de transmission débouchant au-dessus du réservoir (20) et par un moteur non représentés. Si le dégazage de l’eau salée s’avère trop préjudiciable au bon fonctionnement du bouilleur isotherme, un système de dégazage auxiliaire décrit plus bas et figure 13 permettra de remplacer l’alimentation en eau salée du réservoir (20) par une alimentation en une eau salée spécifiquement dégazée. Une pompe (27) est utilisée pour injecter la quantité d’huile alimentaire souhaitée dans la branche désalinisée du tube en « U » inversé contenant le compresseur à siphons hélicoïdaux de puissance (32) décrit ultérieurement, ou pour injecter de l’air si la vidange de cette branche du tube en « U » inversé est souhaitée, par exemple pour une opération de maintenance. Une seconde pompe identique (27bis) injectera de l’air dans l’autre branche d’eau salée comprenant le compresseur à siphons hélicoïdaux auxiliaire (26) pour la vidanger. Un compresseur à siphons hélicoïdaux (28) est utilisé dans la branche à eau salée dans sa version « élévation de liquide » ou « pompe » pour monter de l’eau salée en (30) destinée à alimenter par gravité en (30 bis) l’évaporateur-condenseur (29). Cette pompe (28) est animée par un arbre traversant sur toute sa longueur la branche « eau salée » du tube en « U » inversé, comparable à l’arbre d’entraînement du compresseur auxiliaire (26) déjà mentionné. Les égouttures de l’évaporateur-condenseur (29) et du centrifugeur (39) sont récupérées en (31) et recyclées en (31 bis) légèrement plus bas. Les deux collecteurs (30) – (30 bis) et (31) – (31 bis) remplis d’eau salée constitueront des « U » non inversés et non représentés, leur base se trouvant dans le réservoir (20) où un sectionnement sera installé. Lors des démontages réguliers de l’enceinte (33) pour retrait des dépôts solides, l’étanchéité de ces deux sectionnements ne sera pas critique pour éviter la perte de dépression de la partie supérieure du « U » inversé : la colonne d’eau salée qui les surmonte protège la faible pression de la partie supérieure du « U » inversé. Une faible quantité d’eau salée de la pompe (28) se vaporisera : si la pression permet en effet ce changement d’état, l’absence d’apport calorique entravera le processus ; cette faible évaporation ne sera pourtant pas préjudiciable parce qu’elle se terminera dans l’évaporateur-condenseur (29) décrit ci-dessous. Ces deux collecteurs (30) – (30 bis) et (31) – (31 bis) constituent une bretelle thermique aménagée entre les deux branches du tube en « U » inversé pour fournir le considérable apport calorique nécessaire à l’évaporation (2453,55kJ/kg). Cet important apport calorique provient de la partie condenseur, qui génère une quantité de chaleur quasi-identique. L’évaporateur et le condenseur sont donc regroupés dans un même échangeur thermique (34) dans lequel l’eau salée à faire évaporer et la vapeur à condenser ne sont séparées que par une mince cloison de transfert des chaleurs latentes de condensation et d’évaporation, mince cloison préférentiellement en cuivre pour augmenter le flux thermique. Cette cloison et les tuyautages associés correspondent à la bretelle thermique déjà mentionnée. La différence de pression de part et d’autre de ladite cloison est très faible (on trouvera plus loin une valeur typique de 168 Pa). L’évaporateur-condenseur (29) est constitué d’une enceinte démontable (33) dans laquelle se trouve l’échangeur thermique (34), simple tube de cuivre fermé à son extrémité n’ayant qu’à supporter la faible surpression du compresseur de puissance (32). Le sommet de cet échangeur thermique (34) est arrosé par l’eau salée issue de (30) et (30 bis), qui ruisselle jusqu’à sa base tout en s’évaporant. Le ruissellement sur la partie externe de l’échangeur thermique (34) est nécessaire pour ne pas risquer de mettre des particules de sel en suspension dans la partie gazeuse, ce qu’une pulvérisation ne manquerait pas d’effectuer. Sous l’effet de la faible pression et de la chaleur issue de la partie condenseur à l’intérieur de l’échangeur thermique (34), l’eau salée s’évapore en ruisselant pour que sa vapeur soit extraite en (35) où elle est aspirée par le compresseur de puissance (32) via d’une part le sectionnement (38) ouvert pendant la mise en service de cet évaporateur-condenseur (29), d’autre part via la partie supérieure du tube en « U » inversé et en dernière part via le centrifugeur (39). A ces pression et température, le débit d’évaporation est déterminé par le débit calorique de l’échangeur thermique (34), qui puise lui-même ses calories du condenseur constituant sa partie interne. L’échangeur thermique (34) constitue donc une bretelle thermique qui rapproche le flux d’eau salée (30 bis) à faire évaporer et le flux de vapeur d’eau issue de la partie supérieure du tube en « U » inversé à condenser, tout en les maintenant séparés par une mince cloison pour optimiser les échanges thermiques (2453,55kJ/kg). A l’intérieur de l’échangeur thermique (34), à ses pression et température, le débit de condensation correspond au débit thermique absorbé par l’évaporateur en partie externe. La composition en cuivre et la faible épaisseur de l’échangeur thermique (34) favorisent ce débit thermique. Comme la conductivité thermique de l’eau liquide est considérablement plus faible que celle du cuivre, la couche d’eau (41) ruisselant en partie basse du condenseur se comporte comme un écran thermique. Pour éviter que cet écran ne génère de l’autre côté une évaporation moindre, l’échangeur thermique dispose en partie basse et à l’intérieur de plaques radiatrices (42), compensatrices de l’écran thermique de la vapeur d’eau condensée. Ces plaques radiatrices (42) à l’intérieur de l’échangeur thermique (34) permettent au flux thermique entre l’intérieur et l’extérieur dudit échangeur de contourner l’écran que constitue l’eau condensée dans sa partie inférieure (41) et donc d’optimiser ledit flux thermique. Elles sont représentées figure 10 dans la section de l’évaporateur-condenseur (29). Avec cette configuration, le masquage des parties métalliques par le ruissellement de l’eau qui se condense est minimisé. Le flux thermique à l’endroit du ruissellement de l’eau de condensation (41) ne traversant plus l’échangeur thermique mais le longeant jusqu’à l’extrémité supérieure des plaques radiatrices (42), l’épaisseur de l’échangeur thermique sera augmentée à cet endroit. Le ruissellement à l’intérieur de l’échangeur thermique (34) et le long des plaques radiatrices (42) descendra jusqu’au collecteur (37) où il rencontrera la couche d’huile alimentaire au niveau (25). Il continuera son ruissellement entre les parois et la couche d’huile présente qui remplira une fonction de clapet. Les sels se cristallisent sur l’enveloppe externe de l’échangeur thermique (34), majoritairement à sa partie inférieure ; l’enceinte (33) de l’évaporateur-condenseur (29) est périodiquement démontée pour retirer ces cristaux qui dégradent les échanges thermiques. Si la pompe (28) possède un trop fort débit, des égouttures de saumure tombent en (31) puis en (31 bis) où elles sont recyclées avec l’eau salée entrante. L’échangeur thermique fait ici l’objet d’une inclinaison de 45° mais une pente différente pourra être retenue pour optimiser l’évaporation du ruissellement. Le flux thermique est déterminé par la surface de l’évaporateur-condenseur. Bien que la forme externe cylindrique figure parmi les moins optimales à encombrement constant, elle a pourtant été retenue pour faciliter le nettoyage régulier des sels qui vont s’y cristalliser. Plusieurs évaporateurs condenseurs (29) peuvent être montés en parallèle sur le tube en « U » inversé, dont les enceintes (33) sont démontées chacune à tour de rôle au fur et à mesure de la cristallisation qui dégrade les échanges thermiques et augmente donc les égouttures associées. Leurs sectionnements (38) isolent préalablement l’intérieur de l’enceinte de la partie supérieure du tube en « U » inversé. La partie supérieure du tube en « U » inversé alimente en vapeur d’eau à 23,14 hPa un centrifugeur (39) qui élimine les buées potentiellement salées, recyclées via (31) et (31bis) avec les égouttures. Il est concevable d’y installer une source ultra-violette de puissance pour stériliser les organismes portés par la vapeur d’eau qui auraient réussi à parvenir jusqu’ici et auraient survécu à la faible pression. En fonction du degré de désalinisation recherché, le centrifugeur peut être omis. La vapeur d’eau asséchée issue du centrifugeur (ou en son absence de la partie supérieure du tube en « U » inversé) alimente un compresseur à siphon hélicoïdaux dit compresseur de puissance (32) qui comprime très légèrement mais avec un grand débit cette vapeur d’eau pour lui imposer la phase « compression » d’un cycle de Hirn inversé. Si dans un bouilleur classique la majorité de la puissance est utilisée à l’échauffement, ici la majorité de la puissance est dédiée à la compression qui anime le cycle de Hirn inversé. Le faible écart en température (typiquement 5,1°C) témoigne de la faible consommation énergétique de ce cycle inversé. Les paramètres β = 10° et p = 3,1r des figures 11 et 12 pourraient convenir. La description d’un mode de réalisation ci-dessous fournit les ordres de grandeur utilisés : compression pour injection 1,86 cm sous le niveau (25), augmentation de la température gazeuse de 5,1°C. La figure 12 indique comment 12 surfaces hélicoïdales (360°/30°) peuvent aspirer et refouler la vapeur d’eau sans interférer. Cette figure représente un des douze siphons, constitué des deux surfaces hélicoïdales qui le délimite, une en trait plein et l’autre en pointillé pour les différencier, selon un cycle de 360°. La partie de droite correspond à une loupe entre 160° et 190°. A 0° le siphon émerge du dioptre gaz-liquide (25) et se remplit progressivement du gaz qu’il aspire jusqu’à 180°. Après 180°, les deux parties gauches des surfaces hélicoïdales sont dans la partie compression sous le dioptre, la rotation de ce compresseur a emprisonné le gaz au-dessus du dioptre des cloches virtuelles que forment les siphons hélicoïdaux ; cette rotation détermine également leur profondeur au sein du gradient de pression de la colonne liquide en-dessous dudit dioptre (25) et comprime le gaz emprisonné dans lesdites cloches virtuelles jusque vers 270° avec échappement en partie droite sous une contre-pression correspondant à 1,86 cm. La rotation aux environs de 180° correspond à la fermeture d’un clapet virtuel, qui va achever de séparer une poche de vapeur d’eau de l’eau salée dont elle est issue et forcer sa descente au sein de la couche d’huile alimentaire ; au-dessous de cette couche d’huile se trouve le réservoir d’eau désalinisée (21) qui recevra les condensats de cette poche de vapeur d’eau. L’échappement est complet vers 285°, aucune poche de gaz n’a pu rester dans le siphon. Le siphon demeure sous le dioptre jusqu’à environ 360°, où il émerge du dioptre pour aspirer du gaz neuf jusqu’à 180°. Ce compresseur est traversé par un canal central de diamètre R 0 comparable à celui de la figure 3 pour que les variations de pression et donc de volume dans les cloches virtuelles sous l’effet du gradient de pression soient compensées par un transfert dudit canal central quelle que soit la profondeur à laquelle le dioptre (25) coupe le compresseur à siphons hélicoïdaux. Quand toutes les cloches virtuelles sont nominalement remplies de gaz, le rotor immergé dans le mélange d’eau désalinisée et d’huile alimentaire dispose d’une flottabilité nulle afin que les frottements soient réduits à ceux que la viscosité génère. Le rotor du compresseur de puissance (32) est entraîné par un moteur (19), au moyen d’une cinématique traversant classiquement le gradient de pression jusqu’au niveau du rotor du compresseur de puissance. Pour que l’effet secondaire du compresseur à siphons hélicoïdaux, à savoir l’entraînement du liquide dans le même sens que le gaz, ne perturbe pas le niveau de la surface libre (25), des volutes (36) sont installées et suppriment l’opposition à cet entraînement (pour plus de clarté, la jonction directe entre ces deux volutes (36) n’est pas représentée). Une fois comprimée sous les 23,14 hPa à 20°C d’environ 168 Pa (24,82 hPa), la vapeur d’eau aurait dû se condenser à l’intérieur du compresseur de puissance et descendre directement vers le réservoir (21) si la chaleur à évacuer de 2453,55kJ/kg n’avait malheureusement pas marginalisé cette proportion condensée. Le compresseur de puissance (32) injecte à environ 1,86 cm sous le niveau (25), pressurisé par l’huile alimentaire, un flux gazeux qui va traverser une couche d’huile avec des pertes énergétiques minimisées mais inévitables, emprunter le déflecteur (15) du collecteur (37) et se retrouver dans la partie condenseur, donc interne, de l’échangeur thermique (34) avec la majorité de la surpression due au compresseur de puissance. Le déflecteur (15) en partie supérieure du collecteur (37) est incliné pour que les bulles issues du compresseur s’échappent vers le condenseur et ne retournent pas vers la partie aspiration. Ce collecteur (37), rempli dans sa partie milieu d’huile alimentaire, laisse ainsi passer dans cette partie supérieure en direction de l’échangeur thermique le flux gazeux et dans sa partie inférieure en direction du réservoir (21) le flux d’eau désalinisée. Le débit de condensation est déterminé par l’extraction de la chaleur latente de condensation, très légèrement inférieure aux 2453,55kJ/kg de l’évaporation, le compresseur principal fournissant la différence énergétique nécessaire à l’évaporation. Par ailleurs, la condensation réduisant le volume et donc la pression, la compression vers le condenseur est indispensable pour demeurer au-dessus de la pression de condensation de 23,14 hPa à 20°C. La compression aura enfin pour conséquence une élévation en température due à son caractère plus adiabatique qu’isotherme. En effet, si les poches de gaz emprisonnées dans leurs cloches seront effectivement au contact du liquide qui les enferme, les échanges thermiques au travers de ces dioptres seront incomplets eu égard à la durée de maintien au-dessus desdits dioptres. L’augmentation en température que génère la composante adiabatique de la compression s’ajoute à la chaleur latente de condensation pour correspondre à la chaleur latente d’évaporation de l’autre côté de la paroi de l’échangeur thermique (34). La régulation du système prend en compte les points suivants : Le compresseur auxiliaire (26) est sporadiquement mis en œuvre dès que la pression dans la partie supérieure du « U » inversé est supérieure à 23,14 hPa à 20°C, c’est-à-dire au démarrage, dès que les imperfections de dégazage se font sentir et pour retrouver une pression correcte après remontage d’une enceinte (33). Le compresseur de puissance est alors immédiatement arrêté pour éviter qu’une bulle de dégazage ne risque de pénétrer à l’intérieur du condenseur via le collecteur (37). Dans le même objectif, l’ouverture de (40) permettra de purger l’intérieur de l’échangeur thermique (34) à titre préventif. A partir d’un régime de fonctionnement donné du compresseur de puissance (32), la différence de pression entre l’alimentation du compresseur de puissance (32) et l’intérieur de l’échangeur thermique (34) servira au pilotage de la pompe (28). Une différence de pression trop faible (condensation trop forte) correspondra à un débit de la pompe (28) trop important. Une différence de pression trop forte correspondra à un débit de la pompe (28) trop faible (condensation insuffisante par rapport aux apports du compresseur de puissance). Le débit des égouttures en sortie de l’évaporateur-condenseur (29) sera observé. Un débit plus fort révèle la dégradation des échanges thermiques, c’est-à-dire la présence d’un dépôt de sels trop important à l’extérieur de l’échangeur thermique (34) de l’évaporateur-condenseur (29). A cet effet, il convient de fermer les sectionnements entre (30) et (30 bis), (31) et (31bis) ainsi que (38), démonter l’enceinte (33), nettoyer la surface externe de l’échangeur thermique (34) des sels qui s’y sont cristallisés puis effectuer les opérations inverses pour la remise en service. La disponibilité de plusieurs évaporateurs-condenseurs (29) en parallèle évitera de perturber les flux et d’interrompre la production. Au bilan, on a imposé à la particule de la branche « eau salée » du tube en « U » inversé qui s’est détendue par son gradient hydrostatique jusqu’à typiquement 23,14 hPa à 20°C un cycle de Hirn ouvert inversé, qui va la conduire dans le même état thermodynamique dans la branche « eau douce » du même tube en « U » : vaporisation complète par mise en contact avec la paroi chaude de l’échangeur thermique, compression par le compresseur à siphon hélicoïdaux de puissance qui augmentera légèrement la température, refroidissement de la vapeur dans le condenseur avec la paroi froide de l’échangeur thermique, condensation de la vapeur dans le condenseur, refroidissement du liquide dans le condenseur jusqu’à sa position thermodynamique initiale. Comme toujours avec les machines thermiques, il s’agit d’un cycle idéalisé où les détentes et compressions sont isentropiques ; la réalité est légèrement différente avec des détentes et compressions entre isotherme et adiabatique, au détriment du rendement. En considérant la faiblesse des échanges thermiques entre l’air chaud et la mer que nous apprend l’océanographie, on peut anticiper une compression sensiblement plus proche de l’adiabatique que de l’isotherme. A cet égard, le compresseur à siphons hélicoïdaux ne diffère pas particulièrement des autres compresseurs. Le bouilleur isotherme peut être alimenté en eau salée dégazée au moyen du dispositif de la figure 13. Si le bouilleur isotherme semble capable de dégazer seul les liquides dont il est alimenté au moyen du compresseur auxiliaire (26), les bouffées de dégazage peuvent perturber la régularité de son fonctionnement. Il sera ainsi possible de faire appel à un tel dispositif de dégazage. On reconnait figure 13 certains constituants de la figure 10. Le réservoir (43) assure l’alimentation en eau salée non dégazée. La vanne (44) peut assurer l’alimentation du réservoir (20) au démarrage, le dispositif ne pouvant pas produire tant que les deux branches du tube en « U » n’ont pas été dégazées. Une régulation précise du niveau du réservoir (43) est importante, elle seule garantit l’écoulement en (45) à la bonne pression, légèrement inférieure à 23,14 hPa, c’est-à-dire après quelques pertes acceptables par évaporation. La figure 14 montre comment des denrées ou autres objets (46) peuvent être lyophilisés ou stérilisés par voie hypobarique aux alentours de la pression de vapeur saturante de l’huile alimentaire communément admise de l’ordre de 13 Pa : il suffit d’actionner le compresseur suffisamment longtemps pour faire évaporer puis aspirer toute trace d’humidité et compromettre la vitalité des cellules vivantes. La figure 15 correspond à une application du compresseur à siphons hélicoïdaux pour la distillation d’alcool à température ambiante. L’alcool à distiller est placé dans un réceptacle (47), une pompe permet de le faire ruisseler sur une plaque (48). L’huile alimentaire est utilisée pour générer le gradient de pression, l’eau douce ayant une propension à se combiner avec l’alcool en mélanges eutectiques. La pression de vapeur saturante de l’alcool de 58 hPa supérieure à celle de l’eau (23,14 hPa) lui permet de s’évaporer en premier. Les vapeurs d’alcool se condensent par compression dans les cloches, au-dessus de l’huile alimentaire (la densité de l’alcool est inférieure à celle de l’huile). Ces condensats, mélange eutectique d’eau et d’alcool pur, sont relâchés dans le réservoir (21) à la surface duquel ils peuvent être recueillis. L’absence de tout échauffement aura préservé les arômes des dégradations. La plaque (48) se prolonge jusqu’en bas de la colonne d’huile par un conducteur thermique de manière à ce que la chaleur issue de la condensation soit disponible pour la vaporisation. E xtracteur de dioxyde de carbone D’après les tables, le dioxyde de carbone se liquéfie à 20°C à la pression absolue de 5,7291 MPa ; sa densité est de 773 kg/m3 (il flotte sur l’eau) ; à cette pression, la chaleur latente est de 152,00 kJ/kg ; son point critique à 31°C constitue la limite en-dessous de laquelle la température du dioxyde de carbone à liquéfier doit se trouver. Le compresseur à siphons hélicoïdaux a vocation à compresser des mélanges gazeux susceptibles de contenir ce dioxyde de carbone (rejet d’installations industrielles par exemple) pour le liquéfier sur le condenseur (55) des figures 17 et 20, à transformer les buées produites en liquide par centrifugation en (68) de la figure 20, à soutirer ces liquides en (69) et à détendre le reliquat gazeux dans les étages de décompression du compresseur à siphons hélicoïdaux. L’extracteur de dioxyde de carbone utilise donc le compresseur à siphons hélicoïdaux en version compresseur-décompresseur en associant deux couches de surfaces hélicoïdales de sens opposés comme illustré par les figures 8 et 9. Pour faciliter la manipulation du dioxyde de carbone, ses condensats en (69) peuvent être refroidis et solidifiés en glace carbonique avant d’être détendus. Si l’utilisation de ce dioxyde de carbone n’est pas recherchée, pour l’agriculture par exemple, il pourra être entreposé pour stockage indéfini dans des puits de mine inondés de plus de 600 m de profondeur, immersion à laquelle il reste liquide à la température ambiante. La seule contrainte est de l’enfermer dans des emballages pondéreux pour octroyer à l’ensemble une flottabilité négative (le dioxyde de carbone à l’état liquide est plus léger que l’eau). Pour tenir compte du point critique à 31°C, le compresseur-décompresseur à siphons hélicoïdaux vise une compression-décompression isotherme, alors que les compresseurs effectuent plus traditionnellement des compressions adiabatiques. Tout d’abord, la segmentation en sous-étages de la figure 16 avec échangeurs thermiques intermédiaires participe à cet objectif. Par ailleurs, la proximité entre les cloches en cours de compression et celles en cours de décompression figure 18, le brassage du liquide de pressurisation et les bretelles thermiques des minces parois métalliques de séparation des collecteurs « x’’ » et « x’’’ » (« x » prenant une valeur quelconque entre « a » et « p ») favorisent les échanges thermiques. Ainsi, les gaz en sortie des étages de décompression, donc refroidis, refroidiront les épingles issues des étages de compression en se trouvant concentriquement à l’intérieur. Ces épingles traversent des plaques métalliques (54) dans la cheminée de refroidissement de la figure 17 pour compléter leur refroidissement par le flux d’air frais A qui pénètre par le bas. Lesdites épingles et plaques métalliques chauffent ce flux d’air frais A qui va s’élever par convection dans la cheminée et entretenir ainsi l’aspiration en air frais. Le nombre et la hauteur des plaques métalliques (54) sont calculés pour que toutes les calories à échanger soient transférées par convection au flux de la cheminée. Ces plaques laissent passer à leur base les circuits du condenseur (55). Au-dessus passent les collecteurs des bretelles thermiques « x »-« x’ » et « x’’ »-« x’’’ » ainsi que le flux B-B’ du gaz dont on cherche à extraire le dioxyde de carbone. B’ est connecté à (50) de la figure 16 pour alimenter le système. Le gaz dont on a extrait le dioxyde de carbone (53) est réinjecté dans la cheminée, à un point au-dessus des plaques (54) non représenté. La figure 16 décrit l’association de tous les étages du compresseur à siphons hélicoïdaux utilisés avec un liquide de densité 2,5 (mélange de barytine couramment utilisé dans l’industrie pétrolière et dans les travaux publics). Sans conséquence particulière, ce mélange absorbera au début le dioxyde de carbone jusqu’à sa saturation. La hauteur de compression pour obtenir 5,6 MPa relatifs est d’environ 230 m. La segmentation décrite figures 7 et 18 permet de réduire l’encombrement à seize sous-compresseurs d’une quinzaine de mètres de hauteur. Leurs diamètres décroissent au fur et à mesure de la montée en pression, ce qui favorisera leur construction mécanique. Il y a donc segmentation en sous-compresseurs progressivement pressurisés afin de réduire l’encombrement global du dispositif et de transmettre les mouvements d’entraînement sans aucun dispositif d’étanchéité. Une fois comprimée par le premier étage, le gaz qui s’y est échauffé alimente une épingle de refroidissement « a » - « a’ » dont les extrémités sont indiquées « y » – « x’ » figure 18. Il en est de même pour chacun des quinze étages suivants de compression ; les dispositifs de refroidissement sont dimensionnés pour rester le plus en-dessous possible de la température de 31°C, au-dessus de laquelle aucune extraction du dioxyde de carbone par cette méthode n’est possible. La température de l’air frais A est donc déterminante pour l’efficacité de l’installation, complètement inopérante au-dessus de 31°C. Une fois comprimé à P 0 + 16 hρg = 5,7291 MPa et refroidi dans l’épingle « o » - « o’ », le gaz (51) est introduit dans le condenseur (55) et le séparateur à buées par centrifugation (68) de la figure 20. La section de cette épingle « o »-« o’ » est plus grande que les autres parce qu’elle englobe les deux dernières épingles de décompression « o’’ »-« o’’’ » et « p’’ »-« p’’’ » et permet d’optimiser le refroidissement en-dessous de 31°C. Le gaz (52) débarrassé de son dioxyde de carbone est ensuite décomprimé jusqu’en (53) où sa décompression compense partiellement l’énergie dépensée par la phase de compression, les moments des poches de compression et de décompression étant opposés comme illustré par la figure 9. Il se refroidit en se décomprimant via les épingles « x’’ » - « x’’’ ». Le collecteur sortant de chaque sous-décompresseur pénètrera concentriquement à l’intérieur de l’épingle de compression du même étage pour s’y réchauffer et refroidir le gaz véhiculé par ladite épingle via la bretelle thermique. L’extracteur de dioxyde de carbone utilise donc ci-dessus d’un système de bretelles thermiques d’échange de chaleur aussi complexe que celui du bouilleur isotherme, mais très différent. Comme souvent dans un compresseur, les gaz comprimés sont refroidis en sortie de chaque étage. Le compresseur-décompresseur bénéficie alors pendant la compression d’un refroidissement conséquent généré par le refroidissement des gaz décomprimés. Un apport d’air frais A contribue à maintenir le gaz comprimé en-dessous de 31°C. S’il ne s’agit pas de décompressions parfaitement isothermes à cause de l’imperfection des échanges thermiques avec l’environnement, il convient de noter que les cloches étant virtuelles, les corps de siphon qui les constituent restent toujours à la même hauteur, donc à la même température et ne sont pas appelées à participer aux échanges thermiques. Il faut également ajouter que les épingles de compression et de décompression étant associées par paires pour véhiculer des fluides ayant des pressions voisines, l’épaisseur de l’épingle interne pourra être réduite, augmentant ainsi l’efficacité de la bretelle thermique qu’elle constitue. Les bretelles thermiques optimisent donc les échanges thermiques en rapprochant les flux de pressions comparables mais de différentes températures selon qu’ils sont en phase de compression ou de décompression tout en les maintenant séparés par une mince cloison. Quand l’épingle de décompression, interne, sort de l’épingle de compression, externe et concentrique, son épaisseur sera bien sûr augmentée pour tenir compte de sa pression de service. La figure 18 décrit un étage générique de compression-décompression. L’admission du gaz à comprimer en (60) - « x’ » permet une aspiration par la partie compresseur du rotor dans la cavité (56) au-dessus du dioptre gaz-liquide qui le délimite. La rotation de ce compresseur emprisonne le gaz au-dessus du dioptre des cloches virtuelles que forment les siphons hélicoïdaux ; cette rotation détermine également leur profondeur au sein du gradient de pression de la colonne liquide en-dessous du dioptre de la cavité (56) et comprime le gaz emprisonné dans lesdites cloches virtuelles. Une feuillure fixe (62) au niveau des dalots pénètre une rainure circulaire à l’intérieur du rotor pour séparer ce gaz en cours de compression du gaz en cours de décompression. Cette feuillure (62) est solidaire du châssis, la rainure du rotor l’entoure sans frottement particulier. Le gaz est ensuite comprimé de la différence de pression hρg, puis guidé par une feuillure tournante solidaire du rotor (63) qui le conduira par la feuillure (67) en (64) après qu’un peu de hauteur et donc de pression utile aient été perdues au sein du liquide de compression. Les feuillures fixes ou tournantes (63) et (67) ont ainsi guidé les parties gazeuses au sein du liquide. Le gaz ainsi comprimé sort ensuite vers une épingle de refroidissement « y » puis vers l’étage suivant en « y’ ». La partie compresseur est solidairement associée à une seconde couche de surfaces hélicoïdales de sens opposé comme illustré par les figures 8 et 9 afin de permettre la décompression du gaz arrivant en (65) d’une épingle « y’’ » - « y’’’ » par un collecteur calorifugé le long duquel court l’arbre de transmission du mouvement de rotor d’un étage à l’autre. Le gaz à décomprimer est aspiré sous la partie au-dessus du dioptre de la feuillure tournante solidaire du rotor (66) perçant le dioptre pour former un col et constituer une poche de gaz en (61) que la partie décompresseur du rotor va prendre en compte pour le décomprimer jusqu’en (59). Par son moment illustré par la figure 9, le gaz en décompression participera pendant cette phase à l’entraînement du rotor et donc de sa partie compresseur. Le gaz décomprimé (59) est ensuite injecté dans la partie (65) de l’étage suivant via « x’’ » et « y’’’ ». Le joint (58) permet la transmission du mouvement mécanique en court-circuitant les épingles « x’’ » - « x’’’ » et « y’’ » - « y’’’ ». Ce joint (58) n’a pas besoin d’être un presse-étoupe étanche étant donné que les pressions de part et d’autre sont très voisines, c’est surtout un bouclier thermique pour ne pas remettre en cause le caractère isotherme de la décompression et l’efficacité des épingles « x’’ », « x’’’ ». Pour tenir compte des variations de volume au sein des cloches virtuelles, le compresseur est équipé d’un canal central de diamètre R 0 comme illustré figure 3, la couronne du décompresseur est équipée de dalots. L’ensemble compresseur-décompresseur possède une flottabilité nulle quand toutes les cloches virtuelles sont nominalement remplies de gaz afin que les frottements soient réduits à ceux que la seule viscosité génère. Une lumière (57) dans le châssis porteur de la feuillure (62) permet la recirculation du liquide de compression, comme avec les volutes (36) de la figure 10. Le taux de dioxyde de carbone dans le mélange (50) sera généralement minoritaire. Relativement peu de dioxyde sera extrait et la quantité du gaz résiduel (52) à recomprimer sera forte. On peut compter dans ce mélange en (50) sur typiquement 80% d’azote, un peu d’oxygène, la majorité du reste étant de la vapeur d’eau et du dioxyde de carbone. Il est donc clair que le débit de décompression sera inférieur au débit de compression et qu’il faudra dépenser de l’énergie mécanique d’entraînement des rotors pour compenser la différence. Moteur thermique La figure 21 du moteur thermique reprend de nombreuses caractéristiques de la figure 18. Tout ce qui a déjà été exposé sur le compresseur à siphons hélicoïdaux, sur la compression des cloches virtuelles, sur l’association compresseur et décompresseur par deux couches de surfaces hélicoïdales de sens opposés comme illustré par les figures 8 et 9, sur le canal central et les dalots, sur la flottabilité nulle du rotor global, sur la segmentation en sous-compresseurs et sur les guidages et séparations gazeuses par feuillures demeurent valable. Ce moteur thermique provient du constat qu’avec des états initiaux et finaux de compression et de décompression identiques, une rotation du compresseur-décompresseur à siphons hélicoïdaux ne consomme que l’énergie due à la viscosité, aux frottements et aux imperfections du transfert de gaz de la fin de l’étage compresseur vers l’alimentation du décompresseur. Les rayons des rotors sont indifférents, les moments générés étant compensés par les taux de remplissage des cloches. Si tel n’était pas le cas, on aurait mis au jour un moteur perpétuel, naturellement exclu ici. L’idée consiste à intercepter le gaz en sortie du compresseur et à le chauffer par une source externe (70) dans la cavité (71). Ce réchauffement va dilater le gaz à l’intérieur de cette cavité (71), faire baisser le niveau du liquide jusqu’à ce qu’il atteigne le niveau (74) d’aspiration du décompresseur. La configuration des feuillures empêche ce gaz chaud de revenir dans les cloches en compression, remplissant ainsi une fonction de clapet de non-retour. Sans chauffage, les cloches du compresseur et celles du décompresseur suivraient des compressions et détentes adiabatiques et leurs moments envers le rotor s’annuleraient (aux frottements et autres résistances près). Avec le chauffage, les cloches en cours de compression demeurent inchangées ; par contre, les cloches en cours de décompression sont remplies de gaz chaud et occupent un volume plus important que sans chauffage tout au long de leur détente adiabatique. Cette différence de volume génère un moment moteur qu’une génératrice (72) pourra recueillir. La détente est considérée comme adiabatique étant donnée la faiblesse des échanges thermique de part et d’autre des dioptres des cloches. Au démarrage, la pompe (73) régule le niveau de la cavité (71) de gaz comprimé afin que le niveau après chauffage (74) corresponde juste à l’aspiration du décompresseur. La figure 22 décrit l’emplacement de deux des cloches de compression et de décompression. Avec le rendement de l’ordre de 5% vu ci-dessous et des puissances modestes (14 W à 50°K d’écart de température, 55 W pour un écart de température de 200°K pour un rotor de 0,163 m de rayon et 1,57 m de long), ce moteur isotherme ne sera intéressant que dans quelques cas restreints de faibles sources thermiques inexploitables par d’autres techniques. Il ne présenterait pas d’intérêt sans l’extrême faiblesse des frottements visqueux de soutien et d’étanchéité. Il est possible de quasi-proportionnellement augmenter la puissance disponible et le rendement en multipliant les étages, au prix d’une complexité accrue. L’augmentation trouve ses limites dans la multiplication des pertes thermiques et surtout la décompression adiabatique qui va réduire les écarts en température et en volume des cloches à la même pression. Déshumidification par décompression au-delà du point de rosée . La figure 23 du déshumidificateur par décompression au-delà du point de rosée reproduit de nombreux éléments de l’extracteur de dioxyde de carbone. Tout ce qui a déjà été exposé sur le compresseur à siphons hélicoïdaux, sur la compression des cloches virtuelles, sur l’association compresseur et décompresseur par deux couches de surfaces hélicoïdales de sens opposés comme illustré par les figures 8 et 9, sur le canal central et les dalots, sur la flottabilité nulle du rotor global, sur les guidages et séparations gazeuses par feuillures et sur les bretelles thermiques demeure valable. Toutefois, il ne s’agit plus de comprimer un gaz mais cette fois de décomprimer et donc refroidir l’air ambiant qui contient de la vapeur d’eau au-delà de son point de rosée, le refroidissement de l’air largement majoritaire faisant plus que compenser le réchauffement provoqué par la condensation de la vapeur d’eau. Il s’agit de reproduire l’ascension d’une particule gazeuse au sol qui s’élève pour commencer à se condenser à la base des nuages jusqu’à 100% d’humidité avec un rapport de mélange constant, continue sa condensation jusqu’au sommet de la montagne en demeurant à 100% d’humidité mais en réduisant son rapport de mélange et globalement reproduire l’effet de foehn d’une montagne exposée au vent. Le brouillard qui se forme ainsi par condensation en franchissant le point de rosée peut être classiquement asséché par centrifugation. Le compresseur à siphons hélicoïdaux est donc utilisé dans sa forme décompresseur-compresseur. Les émagrammes courants (figure 24) montrent qu’une décompression jusqu’à 500 hPa (5 m de colonne d’eau) permet d’extraire une large proportion de la vapeur d’eau présente. La colonne liquide est suspendue par une faible pression au sommet du dispositif, comme dans un « abreuvoir à oiseaux » de taille adaptée ; cette faible pression provient initialement d’un compresseur à siphons hélicoïdaux auxiliaire (78) qui fait monter le niveau de la colonne. Dans le décompresseur-compresseur, le fonctionnement de la partie décompression (externe) du rotor va créer une succion d’aspiration du gaz au travers de la retenue du liquide formant col (75). En cas d’arrêt du rotor, la succion cesse et le liquide reste suspendu par la dépression de la partie supérieure. Lors de sa décompression, la masse d’air et la vapeur d’eau aspirées via le col (75) se refroidissent de manière adiabatique jusqu’au point de rosée de cette dernière. Commence alors la condensation de la vapeur d’eau, la chaleur de cette condensation étant transférée à l’air ambiant. La suite de la décompression est caractérisée par deux phénomènes antagonistes : d’une part les particules d’air, largement majoritaires, vont continuer à se refroidir en se détendant, d’autre part la vapeur d’eau va continuer à se condenser en transférant sa chaleur de condensation à l’air ambiant. Cette décompression avec changement d’état est appelée « adiabatique humide » ou « pseudo-adiabatique » car si aucune chaleur n’est échangée avec l’extérieur (le rotor et les cloches sont soigneusement calorifugés), les échanges internes air-vapeur d’eau réduisent le gradient thermique classique de 10°C tous les 100 hPa à 6°C tous les 100 hPa. Pendant toute la décompression « pseudo-adiabatique », la vapeur d’eau se condense en gouttelettes fines ou buées, avec une faible vitesse de chute au sein des cloches virtuelles eu égard à la faible dimension de ces gouttelettes. Si très peu se mélangeront au liquide du gradient de compression constituant la base des cloches virtuelles, elles seront quand même récupérées par le trop-plein (23). A l’issue de la décompression jusqu’à environ 500 hPa absolus, le rapport de mélange lu sur les émagrammes montre qu’il reste sensiblement moins de vapeur d’eau à condenser, ainsi que l’illustration d’un mode de réalisation ci-dessous le montre. En sortie du décompresseur, une centrifugeuse concentre les buées obtenues et le liquide produit est comprimé jusqu’à la pression atmosphérique par une pompe (76) pour pouvoir être extrait. Le reliquat de gaz refroidi par la décompression puis déshumidifié par le centrifugeur est réchauffé par le gaz entrant dans l’échangeur de chaleur (77) de la bretelle thermique puis comprimé à la pression atmosphérique par la partie compression (interne) du rotor avant d’être rejeté. Le presse étoupe (58) permet à l’arbre mécanique du moteur de traverser l’enveloppe de la bretelle thermique. Le refroidissement de l’air entrant par l’air décomprimé et asséché permet d’atteindre plus rapidement la température de rosée. La compression compense partiellement le coût énergétique de la décompression, mais le réchauffement du gaz avant décompression réduit cette compensation ; les calculs liés au moteur thermique montrent que la plus grande facilité à atteindre le point de rosée pendant la décompression minimise finalement l’énergie mécanique nécessaire. L’exemple d’un mode de réalisation ci-après montre que le volume gazeux s’accroit d’un facteur de 1,8, ce qui correspondrait à une augmentation du rayon du rotor d’un facteur 1,34. Cette faible augmentation montre qu’il n’est pas nécessaire d’utiliser des rotors à diamètre variable, qui complexifieraient leur fabrication et leur installation : il semble préférable de limiter les débits injectés à la base pour que la détente ne les fasse pas sortir des cloches une fois détendus à 500 hPa. Bouée à axe oblique Dans tous les cas ci-dessus, le rotor était immergé dans un liquide. Il était conçu pour disposer d’une flottabilité nulle quand toutes les cloches virtuelles sont nominalement remplies de gaz, afin que les frottements soient réduits à ceux que la viscosité génère. A cet effet, la densité des matériaux utilisés, la mise en place de cavités creuses et l’emploi de lest permettent de limiter les efforts sur les roulements de guidage du rotor au strict minimum. Le rotor du compresseur peut également se trouver à l’extérieur d’un liquide et pour la réduction des frottements, il est intéressant de le faire flotter sur la surface liquide d’une capacité adaptée, au moyen d’un flotteur conçu selon un profil adéquat. Ce flotteur est calculé pour respecter l’angle pris à titre d’exemple de β=45° avec la verticale. Il est constitué de disques élémentaires correspondant à la section générique B-B’ de la figure 25 dont le volume immergé est constant. La surface d’un segment de disque ayant R pour rayon et γ pour demi-angle au sommet est : s=R²(γ-sin(2γ)/2). En notant γ 0 le demi-angle correspondant au plus petit des disques élémentaires, on conserve une surface constante si R(γ)= R(γ 0 ) pour un disque situé à x(γ)=R(γ) cos(γ) de l’extrémité du compresseur. γ sera compris entre γ 0 et γ min , un γ min faible améliorant la stabilité longitudinale. La flottabilité globale dépend de R(γ 0 ), qui détermine le volume immergé et donc la flottabilité. Le profil du flotteur permettant au compresseur de flotter et de tourner librement avec une inclinaison déterminée, illustrée à 45° figure 25 est alors déterminé par R(γ) respectant R(γ 0 )²(γ 0 -sin(2γ 0 )/2)=R(γ)²(γ-sin(2γ)/2), γ étant un paramètre implicite variant entre γ o et γ min . Le centre de carène C c est à une hauteur déterminée par γ c pour avoir un segment de disque moitié plus petit que le segment initial, avec 2γ-sin2γ= 4γ c -2sin2γ c . La figure 25 fournit une illustration à l’échelle de ce flotteur équipé du compresseur à siphons hélicoïdaux en version élévation de liquide avec son centre de carène C c . Le centre de gravité C g correspond au centre métacentrique transverse C mt , c’est-à-dire qu’il n’a aucune stabilité transverse comme on l’a recherché. Par contre, le centre métacentrique longitudinal C ml se trouve sensiblement au-dessus de C g , ce qui garantit une bonne stabilité longitudinale. Pour mémoire, C ml se trouve à une distance de C c égale au rayon métacentrique r=I/V, I étant le moment quadratique transversal de la surface de flottaison et V son volume immergé. La figure 26 montre le flotteur équipé d’un compresseur à siphons hélicoïdaux en version compression de gaz pour oxygénation du liquide support, par exemple une rivière. Comme dans les cas précédents, des cloches virtuelles aspirent le gaz et le compriment en le faisant descendre dans le gradient de pression du liquide. Le canal central compense les variations de volume gazeux des cloches virtuelles. En flottant à la surface du liquide sur lequel il est installé, les seules forces qui s’opposent à sa rotation sont la viscosité du flotteur, les frottements du système de guidage et bien sûr le couple résistant du compresseur. La stabilité est conservée parce que le compresseur (79) qui était pesant dans l’air flotte dans le liquide et génère un moment équivalent. La figure 27 montre l’assemblage de deux flotteurs pour que le courant d’une rivière anime le compresseur au moyen des pales à pas opposées (80). Des joints rotatifs (81) assurent la liaison avec deux entretoises (82). Ces entretoises sont solidarisées par deux pièces de châssis (83) reliées au point d’attache (84), lui-même situé à la hauteur du centre de carène de l’ensemble pour ne pas interférer avec son assiette. La pièce d’attache (84) permet l’amarrage de cette paire de flotteurs à un dispositif classique d’ancrage (85). La figure 28 est une simplification de la figure 27 avec un plan oblique 80’ pour compenser le lacet généré par les pales. La figure 29 utilise la bouée à axe oblique perpendiculairement au courant. Le point d’attache 84 est positionné pour que la bouée conserve cette orientation. La figure 30 n’utilise pas un compresseur à siphons hélicoïdaux, mais une pompe à version hélicoïdaux pour verser du liquide qui devrait être oxygéné de manière comparable. L’intérêt de cette variante provient de sa plus grande étroitesse. La figure 31 est une allusion à la « machine de Marly » d’alimentation en eau du château de Versailles au moyen de 14 roues à aube qui animaient trois étages de pompes. Ici, la roue à aube (86) qui peut être une turbine Darrieus ou Savonius par exemple entraîne quatre rotors d’élévation de liquide, associés conformément à la figure 6, c’est-à-dire sans clapet ni presse étoupe. La figure 32 répond au besoin fréquent de valorisation des forts débits avec faible hauteur motrice dans une perspective électrogène. Comme avec des roues Poncelet, Sagebien ou Zuppinger, selon les canaux d’alimentation (87), le système évite les chocs et économise l’énergie en n’exigeant aucune accélération préalable du flux ; il rejette d’ailleurs le liquide (89) ayant travaillé à sa vitesse initiale. Le train d’engrenages (88) associés aux récepteurs cylindriques à siphons hélicoïdaux permet de collecter les énergies reçues et d’entraîner une génératrice (90). La figure 33 correspond au contraire au cas d’une forte hauteur motrice, les récepteurs cylindriques à siphons hélicoïdaux sont associés en sous-récepteurs selon le principe de la figure 6, décompressant progressivement le flux au fur et à mesure de son travail dans les sous-récepteurs. Ce dispositif peut également être utilisé pour décompresser un collecteur. La figure 34 associe les étages des figures 31 et 33 pour déplacer des liquides malgré des accidents de terrain, par exemple pour passer au-dessus du col qui sépare la mer Rouge de la mer Morte. Brève présentation des différentes figures La présente invention sera mieux comprise et d'autres avantages apparaîtront à la lecture de la description détaillée des différentes configurations, prises à titre d'exemples nullement limitatifs et illustrées par les dessins de principe annexés : A des fins didactiques, la figure 1 décrit une version tubulaire du compresseur à siphon hélicoïdaux avec un liquide. La figure 2 est l’évolution de la figure 1 pour comprimer un gaz. La figure 3 montre l’augmentation de la cylindrée utile entre deux surfaces hélicoïdales, elle montre également comment le problème engendré par les variations de niveau et la compressibilité des gaz est résolu par la mise en place d’un canal central. La figure 4 décrit les différentes phases d’alimentation et de refoulement d’un liquide par le système de la figure 3 La figure 5 montre les différentes phases d’alimentation, de compression puis de rejet d’un gaz. La figure 6 montre l’association de plusieurs systèmes d’élévation de liquide pour fragmenter la compression et améliorer la compacité. La figure 7 montre l’association de plusieurs sous-compresseurs de gaz pour améliorer la compacité du compresseur global. La figure 8 associe deux séries de surfaces hélicoïdales de sens opposés pour récupérer par la décompression une importante fraction de l’énergie dépensée par la compression. La figure 9 montre les moments antagonistes des cloches virtuelles de compression et de décompression. La figure 10 est l’application du compresseur à siphons hélicoïdaux au bouilleur isotherme. La figure 11 décrit l’adaptation d’un compresseur à une faible compression et à un fort débit. La figure 12 détaille le fonctionnement de ce compresseur à faible compression et fort débit La figure 13 décrit le module de dégazage que le bouilleur isotherme mécanique peut utiliser. La figure 14 décrit la lyophilisation. La figure 15 décrit la distillation alcoolique. La figure 16 décrit l’association des étages du compresseur à siphon hélicoïdaux pour liquéfaction du CO2. La figure 17 décrit la cheminée de refroidissement des différents collecteurs du compresseur à siphons hélicoïdaux pour liquéfaction du CO2. La figure 18 décrit un étage intermédiaire du compresseur à siphon hélicoïdaux pour liquéfaction du CO2. La figure 19 décrit l’étage initial du compresseur à siphon hélicoïdaux pour liquéfaction du CO2. La figure 20 décrit l’étage final du compresseur à siphon hélicoïdaux avec séparation par centrifugation du CO2 liquide. La figure 21 décrit le moteur thermique que peut constituer un compresseur-décompresseur à siphons hélicoïdaux. La figure 22 détaille le parcours des cloches de compression et décompression du moteur thermique. La figure 23 décrit l’application du compresseur à siphons hélicoïdaux à la déshumidification d’un gaz par décompression au-delà du point de rosée et reproduction de l’effet de foehn. La figure 24 illustre par un émagramme le changement d’état responsable de la déshumidification d’un gaz par décompression au-delà du point de rosée et reproduction de l’effet de foehn. La figure 25 décrit un flotteur rotatif supportant un compresseur à siphons hélicoïdaux en version élévation de liquide. La figure 26 décrit le soutien du compresseur à siphons hélicoïdaux par un flotteur rotatif. La figure 27 décrit l’association de deux flotteurs rotatifs. La figure 28 décrit l’emploi d’un seul flotteur avec un plan anti-lacet La figure 29 décrit l’emploi d’un seul flotteur transversalement au courant La figure 30 décrit également l’emploi d’un seul flotteur transversalement au courant, le compresseur à siphon hélicoïdaux pour de l’air étant remplacé par une pompe à siphon hélicoïdaux pour de l’eau La figure 31 fournit une utilisation en « noria » ou « machine de Marly » : le courant d’une rivière entraîne la vis de base et génère une pression théoriquement illimitée. La figure 32 montre comment plusieurs vis peuvent être associées pour exploiter une chute d’eau de faible hauteur et en collecter l’énergie mécanique. Dans le cas d’un dénivelé important ou du besoin de dépressuriser une conduite de liquide, la figure 33 montre comment les vis peuvent être associées par des collecteurs opportunément pressurisés. Dans une utilisation d’irrigation ou de transport d’eau, la figure 34 montre comment les variations d’altitude du relief peuvent être prises en compte. Compresseur à siphons hélicoïdaux, utilisé en tant que bouilleur isotherme, extracteur de dioxyde de carbone, moteur thermique, déshumidificateur par décompression au-delà du point de rosée ou bouée à axe oblique, caractérisé en ce qu’il comprend des cloches en translation déterminées en premier lieu par une paroi cylindrique (5) de rayon R 1 , en deuxième lieu par un canal cylindrique central (4) de rayon R 0 , en troisième lieu par une paroi hélicoïdale entre le canal central (4) et la paroi (5), en quatrième lieu par une surface horizontale à l’intérieur d’une ligne de niveau (7) appuyée sur le point supérieur (7’) de l’intersection entre le canal central et la paroi hélicoïdale et en dernier lieu par l’inclinaison du cylindre (5) et du canal central (4) par rapport à l’horizontale, d’autre part par le positionnement d’un dioptre gaz-liquide (3) répartissant lesdites cloches en translation entre des cloches d’aspiration et des cloches de compression : au-dessus du dioptre (3), les cloches d’aspiration sont pleines de gaz, une rotation du compresseur les translate vers le bas jusqu’à ce que la ligne de niveau (7) atteigne le dioptre (3) et isole les poches de gaz qu’elles contiennent ; au-dessous du dioptre (3), lesdites poches de gaz isolées par les cloches en translation subissent le gradient de pression de la colonne de liquide sous le dioptre (3) par l’intermédiaire de la surface à l’intérieur de la ligne de niveau (7) et sont comprimées en conséquence. Compresseur à siphons hélicoïdaux selon la revendication 1, utilisé en tant que bouilleur isotherme, extracteur de dioxyde de carbone, moteur thermique, déshumidificateur par décompression au-delà du point de rosée ou bouée à axe oblique, caractérisé en ce que le canal central (4) de rayon R 0 introduisant d’une part à l’intérieur des cloches en translation le liquide compensant la variation de volume des gaz comprimés et permettant d’autre part de s’affranchir de la position du dioptre (3) par rapport aux extrémités (6) du compresseur. Compresseur à siphons hélicoïdaux selon les revendications 1 et 2 utilisé en tant que bouilleur isotherme, extracteur de dioxyde de carbone, moteur thermique, déshumidificateur par décompression au-delà du point de rosée ou bouée à axe oblique, caractérisé en ce qu’il comporte un rotor à flottabilité nulle quand toutes les cloches en translation sont nominalement remplies de gaz afin que les frottements soient réduits à ceux que la viscosité génère. Compresseur à siphons hélicoïdaux selon les revendications 1 à 3 utilisé en tant que bouilleur isotherme, extracteur de dioxyde de carbone ou déshumidificateur par décompression au-delà du point de rosée caractérisé en ce qu’il comprend des bretelles thermiques (34) ou « x’’ » - « x’’’ » (« x » entre « a » et « p ») ou (77) rapprochant des flux à différentes températures tout en les séparant par une cloison thermiquement conductrice. Compresseur à siphons hélicoïdaux selon les revendications 1 à 4 utilisé en tant que extracteur de dioxyde de carbone, moteur thermique ou déshumidificateur par décompression au-delà du point de rosée, caractérisé en qu’il associe solidairement deux couches de surfaces hélicoïdales de sens opposés permettant la compression et la décompression simultanée de deux flux de gaz. Compresseur à siphons hélicoïdaux selon l’une des revendications 1 à 3 utilisé en tant que extracteur de dioxyde de carbone et moteur thermique, caractérisé en ce qu’il est segmenté en sous-compresseurs progressivement pressurisés afin de réduire l’encombrement global du dispositif et de transmettre les mouvements d’entraînement sans aucun dispositif d’étanchéité. Tube en « U » inversé abritant un compresseur à siphons hélicoïdaux selon les revendications 1 à 3 et utilisé en tant que bouilleur isotherme, caractérisé en ce que les branches du « U » inversé sont remplies inégalement (24) et (25) en raison de l’emploi dans une desdites branches d’une couche de liquide (huile alimentaire) à la densité légèrement inférieure à celle de l’eau salée de l’autre branche mais à la pression de vapeur saturante largement inférieure à celle de ladite eau salée, ladite couche d’huile alimentaire empêchant l’évaporation de l’eau désalinisée au-dessus de laquelle elle se trouve. Evaporateur-condenseur alimenté par un compresseur à siphons hélicoïdaux selon l’une des revendications 1 à 4 et 7 et utilisé en tant que bouilleur isotherme, caractérisé en qu’il comprend une enceinte démontable dans laquelle se trouve un échangeur thermique (34), des plaques radiatrices (42) à l’intérieur de l’échangeur thermique (34) permettant au flux thermique entre l’intérieur et l’extérieur dudit échangeur de contourner l’écran que constitue l’eau condensée dans sa partie inférieure (41) et donc d’augmenter ledit flux thermique. Compresseur à siphons hélicoïdaux selon les revendications 1 à 6 utilisé en tant que bouilleur isotherme, extracteur de dioxyde de carbone, moteur thermique et déshumidificateur par décompression au-delà du point de rosée, caractérisé en ce qu’il comprend des déflecteurs, feuillures fixes ou tournantes (15), (62), (63), (66), (67) de guidage des flux gazeux au sein du liquide ou de séparation entre différents gaz. Compresseur à siphons hélicoïdaux selon les revendications 1 à 3 utilisé en tant que bouée à axe oblique, caractérisé en ce qu’il comprend un flotteur dont le flotteur permet au compresseur de flotter et de tourner librement avec une inclinaison déterminée, notamment 45°; ledit profil est alors déterminé par R(γ) respectant R(γ 0 )²(γ 0 -sin(2γ 0 )/2)=R(γ)²(γ-sin(2γ)/2), γ étant un paramètre implicite variant entre γ o et γ min .