INPI-France/Brevets-Francais-2024-Chunked huggingface dataset:
Par exemple, une contrainte thermique σ thr correspondant à une durée de vie de 60 ans pour le rotor de la turbine nucléaire avec un modèle de 1200 MW, une contrainte thermique σ thv correspondant à une durée de vie de 60 ans pour la cage de soupape de la turbine nucléaire, une contrainte thermique σ thc correspondant à une durée de vie de 60 ans pour le cylindre de la turbine nucléaire, une valeur de simulation t mi d’une température moyenne en volume du rotor pendant un processus de démarrage, d’arrêt ou de fonctionnement de la turbine nucléaire peuvent être calculées sur la base de la base de données de modèles de composant 1, de la base de données de charges 2 et de la base de données de matériaux 3 de la turbine nucléaire, en entrant la température de métal du point de mesure à une profondeur de 85 % à 95 % de l’épaisseur de paroi du cylindre intérieur, la température de métal du point de mesure à une profondeur de 85 % à 95 % de l’épaisseur de paroi de la cage de soupape et du cylindre, la température de métal du point de mesure à une profondeur de 45 % à 50 % de l’épaisseur de paroi de la cage de soupape et du cylindre, et des données des paramètres de conception, des modèles mécaniques tridimensionnels et des propriétés mécaniques de matériaux du rotor, de la cage de soupape et du cylindre de la turbine nucléaire, par l’intermédiaire d’un procédé de surveillance du rotor, de la cage de soupape et du cylindre sous contrainte thermique excessive lors d’un démarrage rapide, où σ thr = 692 MPa, σ thv = 458 MPa, σ thc = 463 MPa, t mi = 100 °C.
A l’étape S502 suivante, la différence de température moyenne en volume du rotor de la turbine nucléaire est calculée en ligne.
Par exemple, une valeur de surveillance en ligne de la température de métal du cylindre interne de la turbine nucléaire avec le modèle de 1200 MW est t 95r = 270 °C, et la différence de température moyenne en volume Δ t mr du rotor de la turbine nucléaire avec le modèle de 1200 MW est calculée en ligne selon la formule suivante :
Dans la formule ci-dessus, t mi est une valeur de simulation de la température moyenne en volume du rotor pendant le processus de démarrage, qui est de 100 °C, et t 95r est la température de métal du point de mesure à la profondeur de 85 % à 95 % de l’épaisseur de paroi du cylindre interne de la turbine nucléaire. Par exemple, la température de métal du point de mesure à la profondeur de 95 % de l’épaisseur de paroi du cylindre interne est de 270 °C.
A l’étape S503 suivante, la différence de température moyenne en volume de la cage de soupape de la turbine nucléaire est calculée en ligne.
Par exemple, les valeurs de surveillance en ligne des températures de métal de la cage de soupape d’entrée de la turbine nucléaire avec le modèle de 1200 MW sont t 95v = 271 °C et t 50v = 138 °C, et la différence de température moyenne en volume Δ t mv de la cage de soupape de la turbine nucléaire avec le modèle de 1200 MW est calculée en ligne selon la formule suivante :
Dans la formule ci-dessus, t 50v est la température de métal du point de mesure à la profondeur de 45 % à 50 % de l’épaisseur de paroi de la cage de soupape, et dans ce mode de réalisation, la température de métal du point de mesure à la profondeur de 50 % de l’épaisseur de paroi de la cage de soupape est de 138 °C ; t 95v est la température de métal du point de mesure à la profondeur de 85 % à 95 % de l’épaisseur de paroi de la cage de soupape. Par exemple, la température de métal du point de mesure à la profondeur de 95 % de l’épaisseur de paroi de la cage de soupape est de 271 °C.
A l’étape S504 suivante, la différence de température moyenne en volume du cylindre de la turbine nucléaire est calculée en ligne.
Par exemple, les valeurs de surveillance en ligne des températures de métal du cylindre de la turbine nucléaire avec le modèle de 1200 MW sont t 95c = 240 °C et t 50c = 130 °C, et la différence de température moyenne en volume Δ t mc du cylindre de la turbine nucléaire avec le modèle de 1200 MW est calculée en ligne selon la formule suivante :
Dans la formule ci-dessus, t 50c est la température de métal du point de mesure à la profondeur de 45 % à 50 % de l’épaisseur de paroi du cylindre, par exemple, la température de métal du point de mesure à la profondeur de 50 % de l’épaisseur de paroi du cylindre est de 130 °C ; t 95c est la température de métal du point de mesure à la profondeur de 85 % à 95 % de l’épaisseur de paroi du cylindre, par exemple, la température de métal du point de mesure à la profondeur de 95 % de l’épaisseur de paroi du cylindre est de 240 °C.
A l’étape S505 suivante, le rapport de différence de température du rotor de la turbine nucléaire est calculé en ligne.
Par exemple, le rapport d’écart de température R Δtr du rotor de la turbine nucléaire avec le modèle de 1200 MW est calculé selon la formule suivante :
Dans la formule ci-dessus, Δ t mr est la différence de température moyenne en volume du rotor, qui est de 170 °C, E 1 est un module d’élasticité d’un matériau correspondant au rotor à la température de fonctionnement, qui est de 1,912 × 10 5 MPa, est un coefficient de dilatation linéaire du matériau correspondant au rotor à la température de fonctionnement, qui est de 12,62 × 10 -6 K -1 , µ 1 est un coefficient de Poisson du matériau correspondant au rotor à la température de fonctionnement, qui est de 0,303, σ thr est une contrainte thermique correspondant à la durée de vie de 60 ans pour le rotor de la turbine nucléaire, qui est de 692 MPa.
Dans la présente divulgation, la valeur limite de température de surveillance pour l’étanchéité du plan d’association de brides du cylindre de la turbine nucléaire est obtenue et la température de métal externe pour l’étanchéité du plan d’association de brides du cylindre est obtenue. Les données de surveillance de fonctionnement de sécurité du plan d’association de brides en fonction de la valeur limite de température de surveillance et de la température de métal externe, et le contrôle de fonctionnement et d’entretien de la turbine nucléaire sont optimisés en fonction des données de surveillance de fonctionnement de sécurité de l’étanchéité du plan d’association de brides. La présente divulgation effectue la surveillance de sécurité en ligne de l’étanchéité du plan d’association de brides du cylindre de la turbine nucléaire, optimise le contrôle de la turbine nucléaire dans le cas non qualifié, de manière à obtenir une longue durée de vie et une grande fiabilité pour la turbine nucléaire.
La est un organigramme illustrant un procédé de surveillance thermique en ligne de l’étanchéité d’un plan d’association de brides d’un cylindre applicable à une turbine nucléaire selon un autre mode de réalisation de la présente divulgation. Comme illustré sur la , le procédé comprend les étapes suivantes.
A l’étape S701 initiale, la valeur limite de température de surveillance pour l’étanchéité du plan d’association de brides du cylindre est obtenue.
Par exemple, la valeur limite [ t c ] pour la température de métal externe sur le côté externe du plan d’association de brides dans un cas où la fuite de vapeur se produit à la position où l’étanchéité est la plus faible sur le plan d’association de brides du cylindre du cylindre nucléaire avec le modèle de 1200 MW peut être calculée sur la base de la base de données de modèles de composant 1, de la base de données de charges 2 et de la base de données de matériaux 3 de la turbine nucléaire, en entrant les paramètres de conception et les modèles mécaniques tridimensionnels du cylindre de la turbine nucléaire avec le modèle de 1200 MW, la charge de pression et la charge thermique du cylindre, la charge de précontrainte dans le boulon et les données de propriété de matériaux, par l’intermédiaire d’un procédé et d’un sous-programme de surveillance de l’étanchéité du plan d’association de brides du cylindre, où [ t c ] = 279 °C. La position ayant l’étanchéité la plus faible peut être située au niveau d’une partie de vapeur d’entrée d’un cylindre haute pression à double flux.
A l’étape S702 suivante, la température de métal externe à la position où l’étanchéité est la plus faible sur le plan d’association de brides est surveillée en ligne.
La température de surveillance en ligne à la position où l’étanchéité est la plus faible sur le plan d’association de brides du cylindre de la turbine nucléaire avec le modèle de 1200 MW est surveillée en ligne sur la base de la base de données de charges de la turbine nucléaire, et la température de surveillance en ligne est déterminée en tant que température de métal externe t c , où t c = 264 °C.
A l’étape S703 suivante, le rapport de température de métal externe du plan d’association de brides du cylindre de la turbine nucléaire est calculé.
Le rapport de température de métal externe R tc du plan d’association de brides du cylindre de la turbine nucléaire avec le modèle de 1200 MW est calculé selon la formule suivante :
Dans la formule ci-dessus, t c est une valeur de surveillance en ligne de la température de métal externe à la position où l’étanchéité est la plus faible sur le plan d’association de brides du cylindre de la turbine nucléaire avec le modèle de 1200 MW, qui est de 264 °C ; [ t c ] est la valeur limite pour la température de métal externe du plan d’association de brides dans le cas où la fuite de vapeur se produit à la position où l’étanchéité est la plus faible sur le plan d’association de brides du cylindre de la turbine nucléaire avec le modèle de 1200 MW, qui est de 279 °C.
Il convient de noter que le rapport de température de métal externe du plan d’association de brides est déterminé, en tant que secondes données de surveillance de température du plan d’association de brides, en fonction de la température de métal externe et de la valeur limite de température de surveillance.
A l’étape S704 suivante, le contrôle de fonctionnement et d’entretien de la turbine nucléaire est optimisé pour empêcher la fuite de vapeur du plan d’association de brides du cylindre.
Le contrôle d’optimisation de la fuite de vapeur du plan d’association de brides est déterminé sur la base des secondes données de surveillance de température du plan d’association de brides, c’est-à-dire sur la base du rapport de température de métal externe du plan d’association de brides, de manière à obtenir une stratégie d’optimisation et d’amélioration de la fuite de vapeur du plan d’association de brides, et optimiser davantage le contrôle de fonctionnement et d’entretien de la fuite de vapeur du plan d’association de brides sur la base de la stratégie d’optimisation et d’amélioration.
La fuite de vapeur du plan d’association de brides du cylindre de la turbine nucléaire avec le modèle de 1200 MW est optimisée et contrôlée.
Dans un cas où R tc ＜ 1, la surveillance de fonctionnement de la fuite de vapeur du plan d’association de brides du cylindre de la turbine nucléaire avec le modèle de 1200 MW est qualifiée, ce qui indique qu’il n’y a pas de fuite de vapeur au niveau du plan d’association de brides du cylindre de la turbine nucléaire avec le modèle de 1200 MW.
Dans un cas où R tc ≥ 1, la surveillance de fonctionnement de la fuite de vapeur du plan d’association de brides du cylindre de la turbine nucléaire avec le modèle de 1200 MW n’est pas qualifiée, ce qui indique que la fuite de vapeur se produit au niveau du plan d’association de brides du cylindre de la turbine nucléaire avec le modèle de 1200 MW, et il est nécessaire de générer la stratégie d’optimisation et d’amélioration pour la fuite de vapeur de la turbine nucléaire. Le composant de réglage de la turbine nucléaire est obtenu en fonction de la stratégie d’optimisation et d’amélioration pour la fuite de vapeur. Le contrôle de fonctionnement et d’entretien de l’objet d’optimisation est optimisé en fonction des informations d’optimisation de l’objet d’optimisation dans la stratégie d’optimisation et d’amélioration pour la fuite de vapeur.
Dans la présente divulgation, grâce à la surveillance de sécurité en ligne de l’étanchéité du plan d’association de brides du cylindre de la turbine nucléaire, le contrôle de la turbine nucléaire est optimisé dans le cas non qualifié, de manière à obtenir une longue durée de vie et une grande fiabilité de la turbine nucléaire.
Les propriétés de caoutchouterie des mélanges MT1 à MT4 et MI1 et MI2, mesurées après cuisson, sont présentées dans les tableaux n°7 et n°8.
MT1 MT2 Température de transition vitreuse du mélange (mesurée en °C) Tg1 -19°C -18°C Tg2 -49°C -47°C Profil du facteur de perte Largeur du pic à mi-hauteur 17,3°C 16,6°C Tan δ max à 23°C (en base 100) 100 100 Tan δ à 0°C (en base 100) 100 94
MT3 MT4 MI1 MI2 Température de transition vitreuse du mélange (mesurée en °C) Tg1 -18°C -17°C -17°C -18°C Tg2 -55°C -55°C -55°C -55°C Profil du facteur de perte Largeur du pic à mi-hauteur 23,0°C 22,9°C 22,6°C 21,8°C Tan δ max à 23°C (en base 100) 100 94 107 107 Tan δ à 0°C (en base 100) 100 61 113 168
Lorsqu’on compare le mélange comparatif MT1 et le mélange comparatif MT2, on constate que l’utilisation d’un ultra-accélérateur de vulcanisation de la famille des thiurames à la place d’un accélérateur habituel de vulcanisation de la famille des sulfénamides n’entraîne pas d’améliorations des propriétés d’adhérence sur sol mouillé (Tan δ à 0°C ) et de la résistance au roulement (Tan δ max à 23°C ).
De manière surprenante, cet effet n’est pas observé pour le mélange selon l’invention (comparaison du mélange MI1 selon l’invention avec le mélange comparatif MT3). Au contraire de ce qui a été observé pour les mélanges comparatifs MT1 et MT2, l’utilisation de ce même ultra-accélérateur de vulcanisation dans un mélange de caoutchouc dont la phase de plus basse Tg comprend un élastomère isoprénique et une charge renforçante (voir le mélange selon l’invention MI1) permet une amélioration simultanée des propriétés d’adhérence sur sol mouillée et une amélioration de la résistance au roulement (amélioration du descripteur Tan δ max à 23°C ) par rapport à un mélange de caoutchouc dont la phase de plus basse Tg comprend élastomère isoprénique et une charge renforçante et dont le système de vulcanisation est à base un accélérateur de vulcanisation habituel (voir mélange comparatif MT3). L’amélioration simultanée des propriétés adhérences sur sol mouillé et de résistance au roulement est également observé avec l’utilisation d’un autre ultra-accélérateur de la famille des dithiocarbamates (mélange selon l’invention MI2) mais pas avec un autre accélérateur de vulcanisation (mélange comparatif MT4).
Fixation d’acide nucléique sur une électrode de platine DOMAINE DE L'INVENTION L’invention concerne la fixation d’acide nucléique sur une électrode de platine, et en particulier la fixation d’acide nucléique sur une microélectrode de platine en solution aqueuse.
L’invention concerne également une électrode de platine ainsi fonctionnalisée et l’utilisation d’une telle électrode pour la détection d’un acide nucléique cible.
ETAT DE LA TECHNIQUE La détection de gènes par des techniques électrochimiques est connue. Ces techniques utilisent généralement une électrode en or sur laquelle est fixée une monocouche auto-assemblée (également connue sous l’expression anglaise self-assembled monolayer ou SAM). La fixation de cette monocouche utilise classiquement une fonction thiol car celle-ci comprend un atome de soufre qui présente une forte affinité avec l’or de l’électrode. Il est connu que la stabilité de telles monocouches auto-assemblées n’est pas satisfaisante en raison des processus de désorption chimique. Ceci est dû principalement à la nature faible de la liaison or-soufre « Au-S » pour laquelle l’énergie de liaison ~ 40 kcal/mol est très faible par rapport à une liaison plus forte de type covalente carbone-carbone « C-C » autour de 85 kcal/mol. En outre, la liaison Au-S peut être affectée par sa sensibilité à l’oxydation (changement de degré d’oxydation) ou lorsque l’électrode en or est polarisée. Par ailleurs, le processus d’oxydation de l’or est assez rapide dans des solutions aqueuses, ce qui a tendance à réduire la stabilité d’une telle électrode utilisée en milieu aqueux.
Il existe donc un besoin d’un dispositif de détection électrochimique présentant une meilleure stabilité de l’électrode.
Un but de l’invention est de proposer un dispositif de détection électrochimique présentant une meilleure stabilité de l’électrode par rapport à l’art antérieur.
Le but est atteint dans le cadre de la présente invention grâce à un procédé de fixation d’acide nucléique sur une électrode de platine comprenant les étapes suivantes :
Ce procédé permet de fonctionnaliser une électrode de platine, c’est à dire dans une électrode dans un matériau qui présente une plus grande stabilité électrochimique que l’or. Un dispositif de détection électrochimique qui se fonde sur une telle électrode résout le problème mentionné plus haut.
Un tel procédé est avantageusement et optionnellement complété par les différentes caractéristiques suivantes prises seules ou en combinaison :
A l’étape S506 suivante, le rapport de différence de température de la cage de soupape de la turbine nucléaire est calculé en ligne.
Par exemple, le rapport de différence de température R Δtv de la cage de soupape de la turbine nucléaire avec le modèle de 1200 MW est calculé selon la formule suivante :
Dans la formule ci-dessus, Δ t mv est la différence de température moyenne en volume de la cage de soupape, qui est de 133 °C, E 2 est un module d’élasticité d’un matériau correspondant à la cage de soupape à la température de fonctionnement, qui est de 1,994 × 10 5 MPa, est un coefficient de dilatation linéaire du matériau correspondant à la cage de soupape à la température de fonctionnement, qui est de 12,71 × 10 -6 K -1 , µ 2 est un coefficient de Poisson du matériau correspondant à la cage de soupape à la température de fonctionnement, qui est de 0,28, σ thv est une contrainte thermique correspondant à la durée de vie de 60 ans pour la cage de soupape de la turbine nucléaire, qui est de 458 MPa.
A l’étape S507 suivante, le rapport de différence de température du cylindre de la turbine nucléaire est calculé en ligne.
Par exemple, le rapport de différence de température R Δtc du cylindre de la turbine nucléaire avec le modèle de 1200 MW est calculé selon la formule suivante :
Dans la formule ci-dessus, Δ t mc est la différence de température moyenne en volume du cylindre, qui est de 110 °C, E 3 est un module d’élasticité d’un matériau correspondant au cylindre à la température de fonctionnement, qui est de 1,974 × 10 5 MPa, est un coefficient de dilatation linéaire du matériau correspondant au cylindre à la température de fonctionnement, qui est de 13,00 × 10 -6 K -1 , µ 3 est un coefficient de Poisson du matériau correspondant au cylindre à la température de fonctionnement, qui est de 0,28, σ thc est une contrainte thermique correspondant à la durée de vie de 60 ans pour le cylindre de la turbine nucléaire, qui est de 463 MPa.
A l’étape S508 suivante, le rapport de différence de température maximal de la turbine nucléaire est déterminé.
Par exemple, le rapport de différence de température maximal R Δtmax de la turbine nucléaire avec le modèle de 1200 MW est calculé selon la formule suivante :
A l’étape S509 suivante, le contrôle de fonctionnement et d’entretien du rotor, de la cage de soupape et du cylindre sous la contrainte thermique causée par le démarrage rapide est optimisé.
La durée de vie du rotor, de la cage de soupape et du cylindre sous la contrainte thermique causée par le démarrage rapide est déterminée en fonction du rapport de différence de température maximal, c’est-à-dire en fonction des premières données de surveillance de température, et une stratégie d’optimisation et d’amélioration correspondante est générée. Le contrôle de fonctionnement et d’entretien de la turbine nucléaire est optimisé sur la base de la stratégie d’optimisation et d’amélioration.
L’optimisation du contrôle de fonctionnement et d’entretien peut comprendre : la surveillance du rapport de différence de température maximal de la turbine nucléaire ; la génération de la stratégie d’optimisation et d’amélioration de la turbine nucléaire en réponse au rapport de différence de température ne satisfaisant pas aux conditions qualifiées ; l’optimisation du contrôle de fonctionnement et d’entretien du processus de démarrage sur la base de la stratégie d’optimisation et d’amélioration ; et la ré-exécution des étapes S501 à S508 jusqu’à ce que le rapport de différence de température maximal soit inférieur à 1.
Par exemple, le contrôle de fonctionnement et d’entretien du rotor, de la cage de soupape et du cylindre de la turbine nucléaire avec le modèle de 1200 MW sous l’action d’une contrainte thermique excessive pendant un démarrage rapide en fonction des premières données de surveillance de température de la turbine nucléaire, c’est-à-dire le rapport de différence de température maximal.
Si R Δtmax ≥ 1, la surveillance de la durée de vie du rotor, de la cage de soupape et du cylindre de la turbine nucléaire avec le modèle de 1200 MW sous la contrainte thermique causée par le démarrage rapide n’est pas qualifiée, ce qui indique que le processus de démarrage de la turbine nucléaire avec le modèle de 1200 MW doit être optimisé et amélioré pendant une phase de fonctionnement, par exemple, le taux de changement de la température de vapeur d’entrée de la turbine nucléaire avec le modèle de 1200 MW peut être réduit à 0,6 fois d’un taux de changement actuel, et les blocs S501 à S508 sont ré-exécutés, les résultats de la surveillance sont listés dans le tableau 1. Ensuite, lorsque R Δtmax ＜ 1, la surveillance de la durée de vie du rotor, de la cage de soupape et du cylindre de la turbine nucléaire avec le modèle de 1200 MW sous la contrainte thermique causée par le démarrage rapide est qualifiée, ce qui indique que la durée de vie du rotor, de la cage de soupape et du cylindre sous la contrainte thermique causée par le démarrage rapide est sous contrôle et que le procédé de surveillance ultérieur commence.
[Table 1] présente la surveillance du fonctionnement d’une turbine nucléaire sous contrainte thermique de démarrage rapide étape élément i-ème surveillance de fonctionnement (i+1)-ème surveillance de fonctionnement S501 une valeur de simulation de la température moyenne en volume d’un rotor t mi = 100 °C t mi = 103 °C S502 une différence de température moyenne en volume du rotor Δ t mr = 170 °C Δ t mr = 159 °C S503 une différence de température moyenne en volume d’une cage de soupape Δ t mv = 133 °C Δ t mv = 117 °C S504 une différence de température moyenne en volume d’un cylindre Δ t mc = 110 °C Δ t mc = 102 °C S505 un rapport de différence de température du rotor R Δtr = 0,885 R Δtr = 0,796 S506 un rapport de différence de température de la cage de soupape R Δtv = 1,022 R Δtv = 0,877 S507 un rapport de différence de température du cylindre R Δtc = 0,847 R Δtc = 0,785 S508 un rapport de différence de température maximal de la turbine nucléaire R Δtmax = 1,022 R Δtmax = 0,877 S509 contrôle d’optimisation de la durée de vie surveillance de fonctionnement de durée de vie non qualifiée surveillance de fonctionnement de durée de vie qualifiée
Dans le mode de réalisation de la présente divulgation, la durée de vie de la turbine nucléaire et la sécurité pendant le fonctionnement peuvent être surveillées avec précision, de manière à améliorer la durée de vie de la turbine nucléaire et à garantir un fonctionnement sûr à long terme de la turbine nucléaire.
La est un organigramme illustrant un procédé de surveillance thermique en ligne sur l’étanchéité d’un plan d’association de brides d’un cylindre d’une turbine nucléaire selon un autre mode de réalisation de la présente divulgation. Comme illustré sur la , le procédé comprend les blocs suivants.
A l’étape initiale S601, une valeur limite de température de surveillance pour l’étanchéité du plan d’association de brides du cylindre de la turbine nucléaire est obtenue.