INPI-France/Brevets-Francais-2024-Chunked huggingface dataset:
La zéolithe Y de structure FAU est généralement obtenue par synthèse hydrothermale, à partir de gels alcalins contenant des sources d’aluminium et de silicium que l’on chauffe à température modérée [D.W. Breck, Brevet US 3.130.007, 1964]. La cristallisation s’effectue en quelques heures et elle ne nécessite pas la présence de molécules organiques. Les sources de silices sont variées et incluent les silices amorphes, les silices colloïdales ou les précurseurs de type organosilanes (tétraéthylorthosilicate, TEOS). L’aluminium est généralement introduit sous forme d’aluminate de sodium (NaAlO 2 ) mais des sels (nitrate, sulfate…) ainsi que des oxydes et hydroxydes ont également été utilisés. L’agent minéralisateur est généralement l’hydroxyde de sodium NaOH qui contrôle également le pH du gel de synthèse. Après dissolution complète des différents précurseurs, le gel peut être soumis à un vieillissement de 12-24 heures avant la mise en autoclave et la cristallisation s’effectue à une température voisine de 100°C.
Ici, le module de mesure de tension 16 et le module de mesure de courant 17 produisent chacun, pour chaque phase, une mesure toutes les secondes.
On décrit maintenant plus précisément la manière dont le compteur 1 détecte un serrage défectueux d’un câble de phase Ci au niveau de la borne d’entrée Ui associée. Ce qui va être expliqué est valable pour chacune des phases Ph1, Ph2 et Ph3.
Lorsque que le câble de phase Ci est correctement serré au niveau de la borne d’entrée Ui, la borne d’entrée Ui présente une impédance dont un ordre de grandeur est typiquement égal à 1mΩ. Lorsque le câble de phase Ci est mal serré ou desserré, la borne d’entrée Ui présente une impédance dont un ordre de grandeur est typiquement égal à 10mΩ.
Pour une même tension source Vphi (fournie par le réseau 2 en amont de la borne d’entrée Ui), lorsque le courant source Iphi passe d’une valeur faible à une valeur élevée, la tension d’entrée Ve mesurée par le compteur 1 (en aval de la borne d’entrée Ui) varie donc de manière différente selon que le câble de phase Ci est ou non correctement serré.
Lorsque le câble de phase Ci est correctement serré, la variation de tension est faible, alors que lorsque le câble de phase est mal serré, la variation de tension est élevée.
Ainsi, pour une tension source de 230VRMS, lorsque le câble de phase Ci est correctement serré au niveau de la borne d’entrée Ui, la tension d’entrée Ve subit une diminution de l’ordre de 0,04VRMS alors que, lorsque le câble de phase Ci est mal serré au niveau de la borne d’entrée Ui, la tension d’entrée Ve subit une diminution supérieure ou égale à 0,4VRMS.
Le microcontrôleur 11 acquiert donc les mesures de courant et les mesures de tension, et tente de détecter une séquence prédéfinie comprenant une première période, au cours de laquelle le courant source Iphi est inférieur à un premier seuil de courant prédéfini, et une deuxième période, au cours de laquelle le courant source Iphi est supérieur à un deuxième seuil de courant prédéfini, qui est supérieur au premier seuil prédéfini.
Le premier seuil de courant prédéfini SI1 est typiquement compris entre 2,5A et 7,5A, et est ici égal à 5A. Le premier seuil de courant prédéfini SI1 est programmable.
Le deuxième seuil de courant prédéfini SI2 est typiquement compris entre 20A et 60A, et est ici égal à 40A. Le deuxième seuil de courant prédéfini SI2 est programmable.
Le microcontrôleur 11 acquiert, pour chaque séquence prédéfinie, au moins une première mesure de tension pendant la première période et au moins une deuxième mesure de tension pendant la deuxième période.
Le microcontrôleur 11 détecte un serrage défectueux du câble de phase Ci au niveau de la borne d’entrée Ui lorsque, pour au moins une séquence prédéfinie, au moins une valeur de détection représentative d’une différence entre une première mesure de tension et une deuxième mesure de tension est supérieure ou égale à un seuil de tension. La valeur de détection est ici égale à cette différence.
Le seuil de tension SV est typiquement compris entre 0,2VRMS et 0,6VRMS, et est ici égal à 0,4VRMS. Le seuil de tension SV est programmable.
On note que la précision de mesure des tensions RMS dans un compteur est classiquement inférieure ou égale à 0.1% (ce qui correspond à 0,2VRMS à 230V).
Le microcontrôleur 11 confirme ici la détection du serrage défectueux sur plusieurs mesures.
Le microcontrôleur 11 détecte le serrage défectueux lorsqu’un premier nombre prédéfini d’une pluralité de valeurs de détection, obtenues au cours d’une même séquence prédéfinie, sont supérieures au seuil de tension.
Le premier nombre prédéfini est ici égal à trois.
Le calcul de la température d'évaporation To du fluide frigorigène est réalisé en utilisant le capteur de pression Bp, et une mesure de température basse pression (en aval des détendeurs DEE1 ou DEE2, par exemple mesurée par l'un ou l'autre des deux capteurs de température Ta1 ou Ta2) ou une mesure de température haute pression (en aval du compresseur CP), ainsi qu'une relation de thermodynamique existant entre la pression et la température du fluide frigorigène.
On utilise, par exemple, les coefficients polynomiaux suivants, issus de REFPROP (« Référence des propriétés thermodynamiques et de transport des fluides » « Reference Fluid Thermodynamic and Transport Properties ») et qui sont par exemple, pour le propane :
La température d’évaporation To est directement impactée par la prise en glace de l'un ou de l'autre des deux échangeurs évaporateurs EPE1 et EPE2. On peut ainsi prédire le début de l'apparition de givre sur l'un ou l'autre de ces deux échangeurs évaporateurs EPE1et/ou EPE2.
Cependant, au démarrage de la pompe à chaleur PAC, la température d’évaporation To prend une valeur conventionnelle mais qui est cependant pondérée par la température mesurée par le capteur Tp pour que la pompe à chaleur PAC puisse démarrer.
Pendant le fonctionnement de la pompe à chaleur PAC, quand la température d'évaporation To descend en dessous de la valeur de consigne Tc1, la pompe à chaleur PAC bascule dans son mode de fonctionnement hybride. Dans ce fonctionnement hybride, la pompe à chaleur PAC réchauffe, par sous-refroidissement du fluide frigorigène, un échangeur évaporateur, par exemple EPE1 pour éviter son givrage et continue de capter des calories, au travers de l'autre échangeur évaporateur EPE2, pour les fournir à l'échangeur condenseur EPC.
En fonction de la valeur de la température d'évaporation To, le programme du calculateur est en mesure de déterminer précisément les prémices de la formation du givre sur l'un ou l'autre ou sur les deux échangeurs évaporateurs EPE1 et EPE2.
MODE B
Pendant le fonctionnement en mode hybride de la pompe à chaleur PAC présenté sur la , les réglages de la position des électrovannes et l’état des principaux composants de la pompe à chaleur PAC sont les suivants :
L’électrovanne EVT1 est ouverte. L’électrovanne EVT2 est fermée.
Seul le second détendeur DEE2 fonctionne et il est dans son état ouvert.
Le compresseur CP est mis en fonctionnement. Le ventilateur Vl1 est stoppé. Le ventilateur Vl2 est mis en fonctionnement.
Le fluide frigorigène circule dans le premier circuit C1. Il traverse le compresseur Cp, passe au travers de l'échangeur condenseur EPC, puis bifurque dans le second circuit C2 en amont de l’électrovanne EV, celle-ci étant fermée et non passante. La flèche F2 le précise en montrant la circulation du fluide frigorigène dans ce circuit C2 dédié au dégivrage. Le fluide frigorigène circule ensuite dans l'échangeur tubulaire de dégivrage ETD1 inclus dans l'échangeur évaporateur EPE1 pour le réchauffer, dans le sens de la flèche F2. Le fluide frigorigène quitte ensuite l'échangeur tubulaire de dégivrage ETD1 et poursuit son cheminement dans le second circuit C2 à la sortie de l'échangeur tubulaire de dégivrage ETD1 pour rejoindre le circuit C1 en aval de l’électrovanne EV. Il traverse ensuite le détendeur DEE2, puis les deux tubulures de l'échangeur évaporateur EPE2 dans lequel il capte des calories, aidé en cela par le travail du ventilateur Vl2.
La pompe à chaleur PAC produit ainsi en continu des calories, par l’intermédiaire du second échangeur évaporateur EPE2, tout en dégivrant le premier échangeur évaporateur EPE1.
La fin du cycle de dégivrage de l’échangeur évaporateur EPE1 se termine dès lors que la température mesurée par le capteur Tsd devient supérieure à une valeur de température de consigne Tc2 et qui correspond à la disparition totale du givre. Dès lors le calculateur commande la permutation du fonctionnement des deux échangeurs évaporateurs EPE1 et EPE2 de la pompe à chaleur PAC.
MODE C
La présente description vise à proposer une solution à au moins certains des besoins mentionnés ci-dessus.
Résumé À cette fin, il est décrit un dossier de siège de véhicule comprenant une armature de dossier, un élément arrière de garniture fixé à l’armature de dossier, deux coussins latéraux, chaque coussin latéral comprenant un bloc de mousse latéral recouvert d’une housse latérale respective, les housses latérales et l’élément arrière de garniture constituant un sous-ensemble solidaire.
Ainsi, les coussins latéraux d’un tel dossier de siège sont facilement réalisables.
Selon un autre aspect, il est également décrit un siège de véhicule automobile comprenant une assise avec une armature d’assise et un dossier tel que décrit ci-avant dans toutes ses combinaisons, l’armature de dossier étant fixée à l’armature d’assise, de préférence de manière à pouvoir pivoter autour d’un axe transversal.
Selon encore un autre aspect, il est décrit un procédé de fabrication d’un dossier de siège de véhicule automobile tel que décrit ci-avant dans toutes ses combinaisons, comprenant les étapes consistant à : i) fournir une armature de dossier ; ii) fournir un sous-ensemble solidaire, constitué d’un élément arrière de garniture et de deux housses latérales de coussins latéraux ; iii) fixer l’élément arrière de garniture sur l’armature de dossier ; iv) remplir chaque housse latérale avec au moins un bloc de mousse entourant au moins partiellement un montant de l’armature de dossier pour former deux coussins latéraux, l’étape iv) étant de préférence mise en œuvre postérieurement à l’étape iii).
L’étape ii) peut comprendre les sous-étapes consistant à : a) réaliser un élément arrière de garniture ; b) fournir deux housses latérales ; c) fixer les deux housses latérales sur l’élément arrière de garniture.
L’étape a) peut comprendre les sous-étapes consistant à : - former une couche externe en appliquant au moins une couche de peinture contre une première surface de formage d’un outil de réalisation ; - appliquer une peau, de préférence en matériau synthétique dépourvu d’eau, notamment en polyuréthane dépourvu d’eau, contre une surface interne de la couche externe ; et - appliquer une couche de mousse contre une surface interne de la peau, la couche de mousse présentant une formulation contenant de l’eau et un catalyseur de moussage au moment de son application sur la peau.
La peau peut être en polyuréthane sensiblement non cellulaire.
La couche de mousse peut être en une mousse de polyuréthane cellulaire.
Il est encore décrit un procédé de fabrication d’un siège de véhicule, comprenant les étapes consistant à : - fournir une assise avec une armature d’assise ; - monter un dossier en mettant en œuvre le procédé décrit ci-avant dans toutes ses combinaisons ; et - fixer le dossier à l’assise, de préférence de manière que le dossier puisse pivoter autour d’un axe transversal par rapport à l’assise.
représente schématiquement en perspective le dossier du siège de véhicule de la ;
représente schématiquement une vue éclatée du dossier de siège de véhicule de la ;
représente schématiquement en perspective l’armature du dossier de siège de véhicule des et ;
Selon un aspect possible, une vanne d’arrêt d’écoulement d’un fluide comprend un corps de vanne principal doté d’au moins un premier conduit et d’au moins un deuxième conduit, permettant l’entrée et la sortie de fluide dans et par la vanne. La vanne comprend en outre au moins un obturateur doté d’au moins un conduit traversant et logé de manière rotative dans au moins une cavité du corps de la vanne. Un élément d’actionnement est amovible, lié au corps de la vanne de manière à commander la rotation de l’obturateur entre une position d’ouverture complète de la vanne et une position de fermeture de la vanne. La vanne comprend un élément limiteur séparé par et relié de manière amovible au corps de la vanne ou, de préférence, à l’élément d’actionnement, de manière à limiter la manutention de l’obturateur entre ladite position de fermeture et une position d’ouverture partielle, disposée entre la position de fermeture et la position d’ouverture complète, de manière à permettre un écoulement de fluide inférieur à celui autorisé dans la position d’ouverture complète. La vanne est notamment conformée, c’est-à-dire dimensionnée, de manière à empêcher le retrait de l’élément limiteur lorsque cet élément d’actionnement est lié audit corps de vanne en position de fonctionnement.
Grâce à cette solution, en équipant la vanne de l’élément limiteur, il est possible de permettre à un utilisateur une opération limitée sur l’élément d’actionnement, de manière à pouvoir alternativement fermer la vanne, ou partiellement ouvrir la vanne.
On notera que dans les conditions normales d’utilisation, il n’est pas prévu d’utiliser l’élément limiteur susmentionné, car ce n’est qu’en l’absence de ce dernier que la vanne peut atteindre les deux configurations d’ouverture et de fermeture complètes, en tournant de manière appropriée l’élément d’actionnement et donc l’obturateur correspondant.
L’élément limiteur est ensuite appliqué à la vanne par le gestionnaire, par exemple dans le cas où le fluide intercepté par la vanne est de l’eau et que l’utilisateur est en situation de retard de paiement, lorsqu’il est nécessaire d’imposer une limitation au débit fourni, permettant à l’utilisateur de disposer, par exemple dans le cas de l’eau, du seul débit de subsistance.
Une solution privilégiée prévoit donc une vanne dotée de deux états de fonctionnement, de sorte que dans un premier état de fonctionnement, la vanne ne présente pas l’élément limiteur et est opérable entre les positions de fermeture et d’ouverture complète, tandis que dans un deuxième état de fonctionnement, la vanne présente l’élément limiteur qui est opérable entre les positions de fermeture et d’ouverture partielle, l’élément limiteur empêchant d’atteindre la position d’ouverture complète, dans laquelle le retrait de l’élément limiteur définit le passage du deuxième état de fonctionnement et le premier état de fonctionnement.
En règle générale, l’utilisateur n’est pas en mesure de supprimer l’élément limiteur. Pour réaliser cette opération, il est en effet nécessaire de détacher l’élément d’actionnement du corps de vanne, ou en tout cas de déplacer/d’éloigner au moins partiellement les deux composants entre eux, tout en les laissant liés entre eux. De préférence, seul un opérateur agréé est en mesure de réaliser cette opération.
Selon un aspect préféré, l’élément d’actionnement est détachable de, ou en tout cas déplaçable dans une direction d’éloignement (typiquement parallèle ou coïncidant avec l’axe de rotation de l’obturateur) du corps de vanne uniquement au moyen d’un instrument spécial, ou d’un instrument en possession d’un opérateur autorisé, introuvable sur le marché. En particulier, selon un aspect préféré, l’outil spécial est utilisé pour retirer une vis d’inviolabilité, c’est-à-dire une vis dotée d’une tête spéciale, apte à coopérer avec cet outil spécial, qui lie entre eux en position opérationnelle l’élément d’actionnement et le corps de vanne. En enlevant la vis, il est possible d’éloigner entre eux, généralement en les libérant, l’élément d’actionnement et le corps de vanne, de manière à permettre le retrait de l’élément limiteur de la vanne.
Selon un aspect possible, l’élément d’actionnement est rotatif par rapport au corps de la vanne, de manière solidaire à l’obturateur. L’élément d’actionnement comprend un siège pour une protubérance du corps de vanne, ou vice versa, de sorte que l’interaction entre le siège et ladite protubérance définit les fins de course pour la rotation de l’obturateur. Au moins une partie de l’élément limiteur peut être insérée dans le siège, de manière à réduire la taille du même siège, c’est-à-dire à réduire la course disponible pour la manutention de sa protubérance à l’intérieur du siège.
Selon un aspect possible, une partie de l’élément d’actionnement est liée au siège par un accouplement de forme.
Selon un aspect possible, l’élément limiteur comprend au moins une partie de positionnement, qui coopère avec un logement correspondant dans le corps de vanne ou dans l’élément d’actionnement, de manière à permettre un positionnement opérationnel unique de l’élément limiteur.
Ces avantages et d’autres seront évidents par la description suivante et les figures jointes, ici à titre illustratif et non limitatif, dans lesquelles : la est une vue éclatée d’une vanne possible selon la présente invention ; la est une vue en coupe frontale de la vanne de la , sans élément limiteur, en position ouverte ; la est une vue en coupe frontale de la vanne de la , avec élément limiteur, en position fermée ; la est une vue en coupe en plan de la vanne de la , avec élément limiteur, en position d’ouverture partielle ; la est une vue en perspective de l’élément d’actionnement, auquel l’élément limiteur est lié, de la vanne de la ; la est une vue en perspective d’un instrument spécial apte à permettre le dégagement entre l’élément d’actionnement du corps de vanne de la .
Une vanne 1 d’arrêt du débit d’un fluide selon la présente invention comprend un corps de vanne 2 équipé d’au moins un premier conduit 5 et d’au moins un deuxième conduit 6, au moins un obturateur 3 équipé d’au moins un conduit 7 à l’intérieur et logé de manière rotative dans une cavité 4 du corps de vanne 2 pour sa rotation entre au moins une position d’ouverture de la vanne et au moins une position de fermeture de la vanne.
De préférence, les premier et deuxième conduits 5 et 6 comprennent au moins une portion filetée qui permet de les attacher à des tuyaux, raccords, colliers ou moyens similaires de transport de fluides.
Pour la simplicité de la description, il sera fait référence à des formes de réalisation dans lesquelles le premier conduit 5 est le conduit d’entrée du fluide, et le deuxième conduit 6 est le conduit de sortie du fluide. De manière évidente pour le technicien du secteur, comme nous l’avons mieux discuté par la suite, la présente description s’applique également aux cas où le débit de fluide est inversé par rapport à ce qui est montré dans les figures et décrit ici.
On notera par ailleurs que dans la forme de réalisation montrée, la vanne est équipée d’un dispositif unidirectionnel 13, propre à permettre l’écoulement du fluide dans une direction, et à empêcher l’écoulement dans la direction opposée, par exemple, au moyen de moyens élastiques poussant un élément de blocage. La présence d’un tel dispositif unidirectionnel est facultative, dans la mesure où des formes de réalisation de la présente invention sans un tel dispositif sont possibles, permettant par exemple le débit de fluide dans les deux directions possibles à l’intérieur de la vanne.
Comme déjà mentionné, la vanne 1 selon la présente invention peut être utilisée avec tout type de fluide, liquide ou gaz ; et selon une forme d’utilisation préférée, elle est utilisée pour intercepter l’eau, dans les réseaux de distribution à usage domestique ou industriel.
De nombreuses corrélations empiriques fournissent une équation pour calculer le nombre de Nusselt d'où il est possible d'extraire le coefficient de transfert thermique.
En particulier, le coefficient d’échange thermique d’une structure peut être déterminé, dans les cas de fluide monophasique liquide et gaz, par le nombre de Nusselt calculé à partir de la relation ci-dessous:
Nu : Nombre de Nusselt Cj : Facteur de Colburn Re : Nombre de Reynolds Pr : Nombre de Prandtl
S’agissant du cas diphasique liquide-gaz, le coefficient d’échange thermique peut être déterminé à l’aide de méthodes de corrélations connues en soi.
Dans le cadre de l’invention, les coefficients d’échange thermique de la structure d’échange thermique avec et sans texturation 23 sont comparés à méthode de mesure ou de détermination théorique identiques ou quasi-identiques, les conditions propres au procédé d’échange (i. e. paramètres extrinsèques) étant identiques ou quasi-identiques.
Afin de démontrer l’augmentation du transfert thermique obtenu grâce à une structure d’échange thermique à texturation selon l’invention, on a réalisé une texturation 23 sur une plaque initialement plane et relativement lisse, la surface de la plaque présentant une rugosité arithmétique de 8 µm, d’une longueur de 200 mm et d’une largeur de 100 mm. Les stries étaient formées à l’aide d’un outil mécanique. Les stries présentaient une période moyenne de 1 mm et une amplitude moyenne A de 280 µm (surface dénommée C). La structure présentait une surface développée augmentée de 25% par rapport à sa surface projetée.
La structure a été testée en condensation dans un passage où était introduit de l’azote gazeux à la pression atmosphérique (fluide chaud se condensant) en échange de chaleur indirect avec de l’azote liquide à une pression inférieure circulant dans un passage adjacent (fluide froid en ébullition). La pression de l’azote liquide « froid » était contrôlée afin de faire varier sa température d’ébullition, et donc l’écart de température entre fluides (l’azote gazeux « chaud » se condensant à sa température de condensation à la pression atmosphérique).
Le flux de chaleur surfacique était mesuré à l’aide de deux techniques indépendantes, et dont les résultats sont identiques à 10% près. La première technique, locale, consistait à mesurer le gradient de température transverse établit dans la plaque séparant les deux fluides pour en déduire le flux de chaleur surfacique (connaissant la conductivité du matériau). La mesure était réalisée à différentes positions, le flux surfacique moyen étant calculé à partir de ces différentes mesures. La seconde technique, globale, consistait à mesurer le débit d’azote condensé. Pour ce faire, les condensats s’écoulant sur la plaque testée étaient recueillis, pendant un temps déterminé, dans un récipient gradué en volume afin d’en déterminer le débit volumique, et donc le flux thermique servant à la condensation (en supposant des pertes thermiques négligeables).
Dans cette expérience, ce ne sont pas uniquement les températures des fluides qui sont mesurées, mais également la température de la paroi qui sépare les deux fluides. Cela permet de déterminer, à partir du flux thermique, le coefficient d’échange thermique en condensation indépendamment du coefficient d’échange thermique en ébullition et de la résistance thermique de la paroi. C’est essentiel pour jauger de l’efficacité des textures proposées. En l’absence de ces mesures de températures intermédiaires, seul un coefficient d’échange thermique global, incluant ces différents éléments en série, est accessible. Sur la figure, c’est donc bien le coefficient d’échange thermique en condensation qui est représenté. Il est tracé en fonction de l’écart de température correspondant, noté ΔT, qui est la différence de température entre la surface de la paroi séparant les fluides, côté condensation, et la température de rosée de l’azote gazeux à la pression atmosphérique. Etant entendu qu’il s’agit d’un coefficient d’échange thermique moyen.