INPI-France/Brevets-Francais-2024-Chunked huggingface dataset:
Selon un mode de réalisation, K est égal à 2 ou 3.
Selon un mode de réalisation, un deuxième circuit de rang i, i variant de 1 à K, comprend un noeud d'entrée relié à un noeud de sortie du deuxième circuit de rang i-1, un premier noeud de sortie relié au, et un deuxième noeud de sortie relié à la deuxième borne de conduction du deuxième transistor.
Selon un mode de réalisation, chacun des deuxièmes circuits comprend : - un deuxième miroir de courant comprenant des septièmes transistors de type MOS de même dimensions ; - un troisième miroir de courant comprenant des huitièmes transistors de type MOS dont le rapport de taille est égal au rapport de taille des premier et deuxième transistors ; et - un deuxième module adapté à isoler un courant parasite d'un autre desdits deuxièmes circuits.
où et sont respectivement les matrices des cotes, et sont les matrices des charges (encore dénommées matrices de pondération), et sont des matrices résiduelles.
La méthode PLS a été généralisée en utilisant des tenseurs à la place de matrices pour décrire les variables d’entrée et de sortie du modèle. On rappelle qu’un vecteur et une matrice sont des cas particuliers de tenseurs respectivement d’ordre 1 et 2. La variable d’entrée est notée où est l’ordre du tenseur et est la dimension du mode Les modes peuvent être par exemple le temps (nombre d’échantillons dans le temps, la fréquence (nombre de bandes spectrales d’analyse), l’espace (nombre d’électrodes). La méthode PLS ainsi généralisée est dénommée méthode PLS multivariée ou NPLS ( N-way PLS ). On en trouvera une description détaillée dans la thèse de R. Bro intitulée « Multi-way analysis in the food industry : models, algorithms and applications », 1998. La méthode PLS multivariée a été appliquée au calcul du modèle prédictif des trajectoires dans une interface BCI comme décrit dans l’article de A. Eliseyev et T. Aksenova intitulé « Recursive N-Way Partial Least Squares for Brain-Computer Interface » publié dans PLOS One, Juillet 2013, vol. 8, n° 7, e69962 et dans la demande internationale WO-A-2013/057544. Selon cette méthode, le modèle prédictif est construit de manière itérative, en projetant les tenseurs (en lieu et place des matrices) sur les espaces de variables latentes, soit en transposant les expressions (4-1) et (4-2) :
(5-1)
où est le produit tensoriel, et et sont liés par la relation de régression :
où et sont respectivement les matrices des cotes à l’itération , est la matrice des coefficients de régression et où sont les vecteurs de pondération de norme égale à 1 et où , sont des tenseurs résiduels.
Là encore on passe d’une itération à l’autre au moyen de :
(7-1)
(7-2)
L’étape de calibration fournit en définitive les vecteurs de pondération (encore appelés projecteurs) et les matrices , . L’ensemble des matrices , est appelé modèle de prédiction (ou modèle prédictif).
Lorsque l’interface BCI est ensuite en opération, la matrice des signaux électro-physiologiques mesurés est projetée sur l’espace des variables latentes à l’aide des vecteurs de pondération pour en déduire la matrice de cotes . On en déduit la matrice de cotes au moyen de l’équation de régression, puis l’estimation de à partir des vecteurs de pondération cf. expression 5-2).
De manière synthétique, l’estimation du tenseur de sortie (tenseur de commande d’un effecteur ou tenseur décrivant la trajectoire) à l’instant peut s’exprimer sous la forme tensorielle :
où est le tenseur du modèle prédictif et est un tenseur de biais.
La dimension optimale, de l’espace des variables latentes (ou de manière équivalente du nombre d’itérations successives dans la méthode PLS ou NPLS) est choisie de manière à minimiser l’erreur de prédiction entre l’estimation et l’observation à l’instant courant à partir du modèle prédictif de l’instant précédent, .
Contre toute attente, les inventeurs ont découvert que la mise en œuvre combinée d’au moins un polyalkylène glycol et d’au moins un polysaccharide à galactomannane permet d’accéder à un fluide aqueux présentant d’excellentes propriétés tribologiques, adaptées à sa mise en œuvre comme lubrifiant pour le travail des métaux, tout en conduisant à une très faible formation de résidus gommeux après usage.
Ainsi, comme illustré dans les exemples qui suivent, il est possible, en supplémentant une formulation lubrifiante aqueuse contenant au moins un polyalkylène glycol, par au moins un polysaccharide à galactomannane, en particulier de type gomme de guar, d’accéder à un fluide lubrifiant conduisant à une formation de résidus gommeux significativement réduite.
La propension d’une formulation lubrifiante à former des résidus gommeux peut être évaluée comme décrit dans les exemples qui suivent.
L’invention concerne ainsi l’utilisation de la combinaison d’au moins un polyalkylène glycol et d’au moins un polysaccharide à galactomannane, en particulier choisi parmi la gomme de guar et ses dérivés, dans une composition lubrifiante aqueuse, pour réduire sa propension à former des résidus gommeux après sa mise en œuvre comme lubrifiant pour le travail des métaux.
Par ailleurs, la combinaison d’au moins un polysaccharide à galactomannane n’impacte pas les propriétés tribologiques de la formulation lubrifiante, en particulier les performances de réductions des frottements, dans les conditions d’extrême-pression.
La composition lubrifiante aqueuse selon l’invention présente ainsi de bonnes propriétés anti-usure et extrême-pression, voire même, de manière surprenante, des propriétés anti-usure et/ou extrême-pression améliorées comparativement à une composition ne comprenant pas de polysaccharide à galactomannane selon l’invention.
La présente invention concerne également l’utilisation d’une composition lubrifiante aqueuse selon l’invention pour réduire, voire prévenir (éviter), la formation de résidus gommeux après une opération d’usinage de métaux faisant intervenir ladite composition à titre de fluide lubrifiant.
Elle concerne plus particulièrement l’utilisation d’une composition lubrifiante aqueuse selon l’invention pour réduire les frottements au cours d’une opération d’usinage des métaux, en particulier les frottements entre l’outil d’usinage et la pièce métallique, ainsi que pour réduire, voire prévenir, l’apparition de résidus gommeux après une opération d’usinage de métaux faisant intervenir ladite composition à titre de fluide lubrifiant.
L’invention concerne encore, selon un autre de ses aspects, un procédé de lubrification de l’outil (ou appareillage) mis en œuvre pour une opération d’usinage de métaux et/ou d’une pièce à usiner en métal, comprenant au moins une étape de mise en contact d’une partie de la surface dudit outil et/ou de ladite pièce, avec au moins une composition lubrifiante aqueuse selon l’invention.
Fig. 3 est une vue en perspective d’un échangeur de chaleur pour le système de la selon une première variante de réalisation.
Fig. 4 est une vue en perspective d’un échangeur de chaleur pour le système de la selon une deuxième variante de réalisation.
La présente description a pour objet un système de préparation d’eau chaude, de préférence sanitaire, référencé 1. Le système 1 est de préférence destiné à alimenter en eau chaude un local, tel qu’une habitation domestique, individuelle ou collective.
Le système 1 est particulièrement adapté aux eaux dures, c’est-à-dire dont le titre hydrotimétrique est au moins d’une valeur de 20°f, voire supérieur à 30°f, voire de l’ordre de 40°f.
Comme visible sur les figures, le système 1 comprend principalement un réservoir de stockage d’eau 2, un échangeur de chaleur 3 et un dispositif de protection cathodique 4, détaillés ci-après.
Le réservoir 2 est de préférence constitué à partir d’acier inoxydable.
Comme particulièrement visible sur les figures 1 et 2, le réservoir 2 présente une forme générale cylindrique comportant une paroi longitudinale 5 s’étendant entre un fond 6 et un sommet 7. La paroi longitudinale 5 est délimitée par une surface interne 5’ et une surface externe 5’’.
Le réservoir 2 comprend en outre un piquage 8 d’entrée d’eau froide dans le réservoir 2 et un piquage 9 de sortie d’eau chaude hors du réservoir 2. Le piquage 9 peut être disposé dans le sommet 7, tandis que le piquage 8 peut être disposé en partie basse du réservoir 2, à proximité du fond 6, comme illustré à la .
Comme déjà indiqué, le système de préparation 1 comprend un échangeur de chaleur 3, de préférence constitué à partir d’acier inoxydable. Sur le mode de réalisation illustré, l’échangeur de chaleur 3 se présente sous la forme d’un serpentin. Néanmoins, l’invention n’est pas limitée à ce type d’échangeur et l’échangeur 3 peut par exemple être un échangeur à plaques.
Comme il ressort des figures 1 à 4, le serpentin 3 comprend un conduit 10 s’étendant entre une entrée 11 et une sortie 12.
Le gaz est avantageusement un gaz naturel, constitué d’un mélange de butane et propane, de façon non limitative. Néanmoins, l’invention n’est pas limitée à un type précis de fluide, ni à un fluide gazeux, et l’on pourrait envisager d’utiliser de l’eau liquide.
L’entrée 11, autrement appelée foyer cylindrique, est munie d’un générateur de chauffage de gaz G, illustré sur la . Le générateur G est de préférence un brûleur. Entre l’entrée 11 et la sortie 12, le conduit 10 comporte une canne, dite de retour 13, suivie d’un enroulement hélicoïdal 14. On fait pénétrer des combustibles gazeux dans le foyer 11 où les combustibles sont chauffés puis des fumées chaudes, issues de la combustion des gaz, circulent dans l’enroulement 14 jusqu’à la sortie 12.
Le conduit 10 est délimité par une paroi comprenant une surface interne 15 et par une surface externe 16. La surface interne 15 est destinée à être en contact avec le gaz, tandis que la surface externe 16 est destinée à être en contact avec l’eau stockée dans le réservoir 2.
Comme il ressort également des figures, l’échangeur 3 est plongé dans le réservoir 2, ce qui permet les échanges thermiques entre l’eau contenue dans le réservoir et le gaz chauffé par le générateur G, via les surfaces 15 et 16. On note que l’enroulement hélicoïdal 14 assure une optimisation des échanges entre les deux fluides.
On note que dans l’échangeur 3 illustré, l’eau du réservoir 2 et le gaz sont séparés par une simple paroi de l’échangeur 3, ce qui contribue également à une optimisation des échanges thermiques.
Selon une première variante illustrée sur la et 4, on a illustré deux variantes de réalisation de l’échangeur de chaleur 3.
Lorsque la calibration de l’interface BCI est réalisée hors ligne ( offline ), la dimension optimale peut être obtenue au moyen d’une validation croisée entre un jeu de données d’entrainement et un jeu de données de test. En revanche, lorsque cette calibration est réalisée en ligne ( on line ), cette dimension optimale peut être obtenue au moyen d’un processus de validation récursif comme décrit dans l’article de A. Eliseyev et al. intitulé « Recursive exponentially weighted N-way partial least squares regression with recursive hyperparameters in Brain- Computer Interface applications”, Sci. Rep., vol. 7, N° 1, p. 16281, nov. 2017.
La calibration ou, de manière équivalente, le mécanisme de mise à jour du modèle prédictif selon l’algorithme REW-NPLS ( Recursive Exponentially Weigthed N-way Partial Least Squares ) est rappelé ci-après.
Si l’on note les blocs de données de calibration ( training data set ) lors de l’étape de calibration (encore dénommée étape d’apprentissage) , l’idée de base de l’algorithme REW-NPLS est de mettre à jour le modèle prédictif à partir des tenseurs de covariance et de covariance croisée obtenus à l’étape de calibration précédente, respectivement notés et . Ces deux tenseurs permettent d’obtenir une représentation condensée du modèle prédictif à l’étape précédente, sans qu’il soit besoin de stocker l’historique des blocs de données de calibration précédents : .
Plus précisément, les tenseurs de covariance et de covariance croisée sont mis à jour au moyen des relations de récurrence :
(9-1)
(9-2)
où désigne le produit de tenseur de mode 1 et est un coefficient d’oubli avec .
On comprend ainsi qu’une période de calibration courante, réalisée lors de l’itération tient compte d’une période de calibration précédente réalisée lors de l’itération et des tenseurs des données d’observation de la période de calibration courante, l’historique étant pondéré par le coefficient d’oubli avec .
Cette opération de mise à jour des tenseurs de covariance est effectuée de manière itérative sur les étapes de calibration.
Pour chaque mise à jour, le modèle prédictif est ensuite obtenu de manière itérative au moyen d’une décomposition PARAFAC (généralisation au cas tensoriel d’une décomposition en valeurs singulières) du tenseur de covariance croisée, . On rappelle que, d’une manière générale, une décomposition PARAFAC d’un tenseur d’ordre , soit permet de représenter ce tenseur sous la forme d’une combinaison linéaire de produits extérieurs de vecteurs (tenseurs d’ordre 1) à un tenseur résiduel près :
avec , où est le produit extérieur et est un tenseur résiduel et est l’indice de l’itération PARAFAC et est un entier donné.
Dans le cas d’une étape de calibration REW-NPLS, chaque itération PARAFAC ne porte que sur une décomposition élémentaire, c’est-à-dire . Elle permet d’extraire du tenseur un ensemble de vecteurs de projection, encore dénommés projecteurs, , de tailles respectives où le numéro d’itération donne la dimension d’un espace de variables latentes sur lequel est projet le tenseur d’entrée .
Afin de simplifier la présentation et sans préjudice de généralisation à un tenseur d’ordre quelconque, nous supposerons dans la suite que l’ordre du tenseur est égal à 3 ( ), c’est-à-dire avec . Par exemple, le premier mode correspond à l’époque ( epoch ), le second à la fréquence et le troisième à l’espace (c’est-à-dire aux électrodes).
A l’itération de la décomposition PARAFAC, on recherche les vecteurs de projection qui vérifient :
avec et
Guide de lumière plan ayant une surface de sortie de lumière à finition lisse et feu de véhicule automobile comportant un tel guide. Le domaine technique concerne en général les guides de lumière plats ou plans (ou encore surfacique) et concerne en particulier les guides plans ayant une face de sortie de lumière présentant, vu de l’extérieur, un aspect de finition lisse.
L’invention concerne également les feux de signalisation de véhicule automobile comportant de tels guides comme les feux diurnes ou DRL (Daytime Running Light ou Lamp), feux de position, feux indicateurs de changement de direction, feux stop, feux de recul, feux antibrouillard ou encore feux de plaque de police.
Les applications de ces guides de lumière plans sont nombreuses et l’une d’entre elles est particulièrement intéressante pour offrir des solutions de rendu esthétique attrayantes pour des fonctions d’éclairage et/ou de signalisation de véhicules automobiles.
Le cycle de Miller est un cycle thermodynamique se caractérisant par une fermeture des soupapes d’admission avant le point mort bas du piston lors de la phase admission. Cela permet d’avoir un travail récupéré plus important en plus d’un refroidissement de la charge admise. Le dispositif d’admission selon l’invention est particulièrement adapté pour une utilisation en cycle dit Miller sur une plage étendue de fonctionnement grâce à la génération d’un mouvement aérodynamique du gaz de type swumble.
La figure 7 est un graphique du coefficient de Tumble en fonction d’un coefficient de perméabilité Cf pour un cycle de Miller. Le coefficient de tumble est défini comme le ratio de la vitesse angulaire du gaz autour du centre de masse dans la direction x (direction perpendiculaire à l’axe du cylindre) par rapport à la vitesse angulaire du vilebrequin et le coefficient de perméabilité correspond à la capacité du conduit d’admission à laisser passer un débit d’air par rapport à la section de passage disponible. Le coefficient de perméabilité est donc lié au remplissage du cylindre. Sur la figure, les conduits d’admission du marché AA (selon l’art antérieur) sont représentés par des triangles, et le dispositif d’admission selon l’invention INV est représenté par un carré. On remarque que le dispositif d’admission selon l’invention INV permet un meilleur compromis ente coefficient de tumble élevé et coefficient de perméabilité que les solutions de l’art antérieur AA. En effet, pour un coefficient de perméabilité Cf identique, le coefficient de Tumble obtenu par le conduit d’admission selon l’invention est doublé par rapport au conduit d’admission selon l’art antérieur.
Comme il va de soi, l’invention ne se limite pas aux seules formes de réalisation du dispositif d’admission, décrites ci-dessus à titre d’exemple, elle embrasse au contraire toutes les variantes de réalisation.
Pour cet exemple comparatif, on compare deux dispositifs d’admission comportant chacun deux conduits d’admission sensiblement parallèle avec des moyens identiques pour générer un mouvement aérodynamique de type tumble et des moyens distincts pour générer un mouvement aérodynamique du gaz de type swirl. En effet, le premier dispositif d’admission, non conforme à l’invention, comporte deux conduits d’admission symétriques avec des angles α identiques, et le deuxième dispositif d’admission, conforme à l’invention, comporte deux conduits d’admission dissymétriques avec des angles α distincts, et de telle sorte que l’angle α1 du conduit intérieur soit supérieur à l’angle α2 du conduit extérieur. Pour l’exemple comparatif, l’angle α1 a la même valeur que l’angle α de l’exemple non conforme à l’invention, et l’angle α2 est nul.
La figure 5 représente le tumble T pour chaque type d’admission, en fonction de l’angle vilebrequin CAD (« crank angle degree »). Le nombre de tumble dans une direction x est défini comme le ratio de la vitesse angulaire du gaz autour du centre de masse dans la direction x (direction perpendiculaire à l’axe du cylindre) par rapport à la vitesse angulaire du vilebrequin. Le nombre de tumble est un nombre sans dimension. La courbe relative au dispositif d’admission non conforme à l’invention est notée NC, et la courbe relative au dispositif selon un mode de réalisation de l’invention est notée INV. La figure du bas est un zoom de la figure du haut pour une plage de CAD comprise entre 600 et 740. On remarque un gain en nombre tumble pour le dispositif d’admission selon l’invention par rapport au dispositif d’admission non conforme à l’invention.
La figure 6 représente l’énergie cinétique turbulente TKE pour chaque type d’admission, en fonction de l’angle vilebrequin CAD (« crank angle degree »). L’énergie cinétique turbulente TKE représente la quantité d'énergie "enfermée" dans la masse d'air. La courbe relative au dispositif d’admission non conforme à l’invention est notée NC, et la courbe relative au dispositif selon un mode de réalisation de l’invention est notée INV. La figure du bas est un zoom de la figure du haut pour une plage de CAD comprise entre 600 et 740. On remarque un gain en énergie cinétique turbulente à proximité du point mort haut. Ce qui traduit une meilleure conservation de l’énergie de l’écoulement et une meilleure transformation en énergie cinétique turbulente en fin de compression à proximité du point mort haut, et ce spécifiquement pour des fonctionnement sur un cycle de Miller avancé.
Ainsi, des gains significatifs de rendement de combustion sont obtenus avec l’implantation des conduits d’admission selon l’invention.
L’enroulement hélicoïdal 14 délimite un volume interne V. Comme visible à la , selon une première variante, le foyer 11 est disposé en dehors du volume interne V, ce qui permet d'optimiser une circulation des fumées chaudes issues de la combustion du gaz dans l’enroulement 14 sous l’effet de la gravité. Alternativement, comme représenté à la , le foyer 11 est disposé dans le volume interne V, ce qui permet de réduire un encombrement de l’échangeur 3.
Selon la présente invention, chaque partie du réservoir 2 et de l’échangeur 3 destinée à être en contact avec l’eau du réservoir est en acier inoxydable. En d’autres termes, la surface interne 5’ du réservoir 2 et la surface externe 16 de l’échangeur 3 sont en acier inoxydable.
On note que, lorsque le système 1 est en mode chauffage, le gaz chauffé par le brûleur G atteint des températures très élevées, par exemple de l’ordre de 1600°C. Il en résulte une température de la surface 16 pouvant atteindre 150°C, température appelée par la suite « température de peau côté eau » ou « température de surface côté eau ».
Comme déjà indiqué, le système 1 comprend un dispositif de protection cathodique 4.
Le dispositif 4 comprend au moins une anode et un moyen 17 de génération d’un courant électrique dans l’anode. On parle d’anode à courant imposé. Le moyen 17 est par exemple un générateur de tension continue.
Ladite au moins une anode est placée dans le réservoir 2 en regard d’une zone de l’échangeur 3 où la température de peau côté eau est supérieure ou égale à une valeur seuil. La valeur seuil est avantageusement comprise entre 110°C et 150°C, de préférence entre 115°C et 125°C, de préférence encore de l’ordre de 120°C.
Alternativement ou en combinaison, ladite au moins une anode est placée dans le réservoir 2 en regard d’une zone de l’échangeur 3 où une valeur de densité surfacique de puissance thermique, représentant le niveau de transferts thermiques entre l’eau et le gaz, est supérieure ou égale à une valeur seuil. La valeur seuil est avantageusement comprise entre 3W/cm² et 5 W/cm², de préférence de l’ordre de 4W/cm².
Selon un mode de réalisation non illustré, le dispositif 4 comprend une anode unique, disposée de préférence en regard du foyer 11. Sur le mode de réalisation illustré, le dispositif 4 comprend une première anode 18, et une deuxième anode 19.
Le courant électrique généré par chaque l’anode permet de faire descendre le potentiel de l’échangeur en acier inoxydable. Cela permet la passivation de l’acier inoxydable et empêche le phénomène de corrosion sous dépôt. Malgré des conditions très agressives sous dépôt de calcaire, telles que surchauffe, ébullition et concentration de sels, le système 1 permet une protection durable contre la corrosion. Afin de garantir cette durabilité, le système s’adapte aux conditions de fonctionnement sur le terrain. Le potentiel de la cuve est mesuré régulièrement pour adapter le courant si nécessaire et garantir une protection permanente.
Chacune des anodes est réalisée en titane (Ti), ou en titane avec un revêtement de mélange d’oxydes mixtes métalliques (TiMMO). On note que chaque anode est inaltérable, c’est-à-dire qu’elle reste inaltérée au cours de la vie du système 1.
Chacune des anodes a par exemple une surface cylindrique ou conique. Une hauteur de l’anode 18, 19 peut par exemple être comprise entre 80 cm et 50 cm, de préférence de l’ordre de 60 cm.
Sur les figures 1 et 2, la première anode 18 est disposée en regard du foyer 11 tandis que la deuxième anode 19 est disposée en regard de la canne de retour 13.
Le moyen de génération de courant 17 peut alimenter les deux anodes 18, 19, ou, alternativement, le dispositif 4 comprend un générateur 17 dédié à chaque anode 18, 19.
Chaque générateur 17 est piloté par une carte électronique, non illustrée.
La carte électronique permet un auto-ajustement du système via une estimation du potentiel du réservoir 2 à intervalle régulier, par exemple toutes les secondes. Avantageusement, l’une au moins des anodes sert de capteur, la chute de tension à ses bornes étant mesurée lorsque l’anode n’est pas alimentée en courant électrique.
La carte électronique peut donc être configurée pour mettre en œuvre un asservissement du courant à imposer dans chaque anode 18, 19 pour obtenir la valeur consigne du potentiel électrochimique à atteindre en partant de la mesure du potentiel électrochimique au sein du réservoir de stockage 2. La valeur de courant à imposer dans les anodes 18, 19 peut être ajustée en temps réel.
Brève Description des Figures D’autres caractéristiques, détails et avantages de l’invention ressortiront à la lecture de la description faite en référence aux dessins annexés donnés à titre d’exemple et qui représentent, respectivement :