INPI-France/Brevets-Francais-2024-Chunked huggingface dataset:
Ce premier mode de fonctionnement, particulièrement adapté à des terrains aquifères sableux homogènes, permet de traiter autour de la crépine 3 un tronçon du forage compris verticalement entre les deux prises d’aspiration 18, 19.
Une fois la phase de traitement effectuée, la pompe 22 est arrêtée et les obturateurs 12 à 15 sont dégonflés. Le dispositif 10 est ensuite remonté ou descendu d’un pas longitudinal correspondant à cet écartement entre les deux prises d’aspiration 18, 19, de sorte qu’une nouvelle phase de traitement puisse être réalisée sur un nouveau tronçon du forage.
La illustre un deuxième mode de fonctionnement privilégié du dispositif 10 différant du premier mode en ce que l’obturateur inférieur 15 n’est pas gonflé et en ce que seule la prise d’aspiration supérieure 18 est activée.
Dans ce deuxième mode de fonctionnement toujours particulièrement adapté à des terrains aquifères sableux homogènes, le rayon de propagation radial des ondes de chocs est inchangé.
Les particules mélangées à l’eau vont être entraînées longitudinalement uniquement vers le haut autour de la crépine 3 (voir flèches F 1 ) par la seule prise d’aspiration supérieure18 activée dont la force d’aspiration plus importante et concentrée entre les obturateurs 12, 13 permet d’obtenir une augmentation sensible de la vitesse de circulation de l’eau chargée en particules autour de la crépine 3.
Bien qu’offrant une efficacité de traitement légèrement meilleure que le premier mode, ce deuxième mode de fonctionnement présente l’inconvénient de ne traiter autour de la crépine 3 que le seul tronçon compris verticalement entre le générateur d’impulsions 11 et la prise d’aspiration supérieure 18.
La hauteur de traitement étant deux fois moins grande que pour le premier mode, ce deuxième mode de fonctionnement nécessite ainsi deux fois plus de temps pour traiter la totalité du forage.
La illustre un troisième mode de fonctionnement privilégié du dispositif 10 différant du premier mode en ce que l’obturateur supérieur 12 n’est pas gonflé et en ce que seule la prise d’aspiration inférieure 19 est activée.
Ce troisième mode de fonctionnement est équivalent au deuxième mode de fonctionnement, si ce n’est que les particules mélangées à l’eau vont être entraînées longitudinalement uniquement vers le bas autour de la crépine 3 (voir flèches F 2 ) par la seule prise d’aspiration inférieure activée dont la force d’aspiration plus importante et concentrée entre les obturateurs 14, 15 permet d’obtenir une augmentation sensible de la vitesse de circulation de l’eau chargée en particules autour de la crépine 3.
Ne permettant de traiter autour de la crépine 3 que le seul tronçon compris verticalement entre le générateur d’impulsions 11 et la prise d’aspiration inférieure 19, ce troisième mode de fonctionnement sera avantageusement utilisé en alternance avec le deuxième mode de sorte à réduire le nombre d’opérations de gonflage/dégonflage des obturateurs centraux 13, 14 et de déplacement vertical du dispositif 10.
La illustre un quatrième mode de fonctionnement privilégié du dispositif 10 particulièrement approprié pour des aquifères à matrice hétérogène et différant du premier mode en ce que les obturateurs intermédiaires 13, 14 ne sont pas gonflés.
La concentration verticale de l’énergie libérée par le générateur d’impulsions 11 entre les deux générateurs 12, 15 est moindre que dans le premier mode de fonctionnement, de sorte à engendrer une légère diminution du rayon de propagation radial des ondes de chocs C dans le terrain aquifère 4.
Dans le cas où le moteur à turbine à gaz est un moteur à rotor non caréné ou un turbopropulseur, un ou plusieurs des étages d’hélices peuvent être entraînés par une boîte à engrenages du type décrit.
Les agencements de la présente divulgation peuvent être particulièrement, mais pas exclusivement, avantageux pour des soufflantes qui sont entraînées par une boîte à engrenages. En conséquence, le moteur à turbine à gaz peut comprendre une boîte à engrenages qui reçoit une entrée de l’arbre de noyau et délivre en sortie un entraînement à la soufflante de manière à entraîner la soufflante à une vitesse de rotation inférieure à celle de l’arbre de noyau. L’entrée à la boîte à engrenages peut être directement depuis l’arbre de noyau, ou indirectement depuis l’arbre de noyau, par exemple via un engrenage et/ou un arbre droit(s). L’arbre de noyau peut relier rigidement la turbine et le compresseur, de sorte que la turbine et le compresseur tournent à la même vitesse (la soufflante tournant à une vitesse inférieure).
Le moteur à turbine à gaz tel que décrit et/ou revendiqué ici peut avoir une architecture générale appropriée quelconque. Par exemple, le moteur à turbine à gaz peut avoir n’importe quel nombre d’arbres souhaité qui relient les turbines et les compresseurs, par exemple un, deux ou trois arbres. Purement à titre d’exemple, la turbine reliée à l’arbre de noyau peut être une première turbine, le compresseur relié à l’arbre de noyau peut être un premier compresseur et l’arbre de noyau peut être un premier arbre de noyau. Le noyau de moteur peut en outre comprendre une deuxième turbine, un deuxième compresseur et un deuxième arbre de noyau reliant la deuxième turbine au deuxième compresseur. La deuxième turbine, le deuxième compresseur et le deuxième arbre de noyau peuvent être agencés pour tourner à une vitesse de rotation supérieure à celle du premier arbre de noyau.
Dans tout moteur à turbine à gaz tel que décrit et/ou revendiqué ici, un carburant d’une composition ou d’un mélange donné(e) est fourni à une chambre de combustion, qui peut être prévue axialement en aval de la soufflante et du/des compresseur(s). Par exemple, la chambre de combustion peut être directement en aval (par exemple à la sortie) du deuxième compresseur, où un deuxième compresseur est prévu. À titre d’exemple supplémentaire, le flux à la sortie vers la chambre de combustion peut être fourni à l’entrée de la deuxième turbine, où une deuxième turbine est prévue. La chambre de combustion peut être prévue en amont de la/des turbine(s).
Chaque pale de soufflante peut être définie comme ayant une envergure radiale s’étendant à partir d’un pied (ou moyeu) à un emplacement radialement intérieur lavé au gaz, ou une position d’envergure 0%, jusqu’à une pointe à une position d’envergure 100%. Le rapport du rayon de la pale de soufflante au niveau du moyeu sur le rayon de la pale de soufflante au niveau de la pointe peut être inférieur à (ou de l’ordre de) l’une des valeurs suivantes : 0,4, 0,39, 0,38, 0,37, 0,36, 0,35, 0,34, 0,33, 0,32, 0,31, 0,3, 0,29, 0,28, 0,27, 0,26 ou 0,25. Le rapport du rayon de la pale de soufflante au niveau du moyeu sur le rayon de la pale de soufflante au niveau de la pointe peut être dans une plage inclusive limitée par deux valeurs quelconques des valeurs de la phrase précédente (c’est-à-dire que les valeurs peuvent former des limites supérieures ou inférieures), par exemple dans la plage allant de 0,28 à 0,32. Ces rapports peuvent être communément appelés rapport moyeu/pointe. Le rayon au niveau du moyeu et le rayon au niveau de la pointe peuvent tous deux être mesurés au niveau de la partie de bord d’attaque (ou axialement la plus en avant) de la pale. Le rapport moyeu/pointe fait référence, bien entendu, à la partie lavée au gaz de la pale de soufflante, c’est-à-dire la partie radialement à l’extérieur de toute plate-forme.
Dans ce premier exemple de ce premier mode de réalisation, comme décrit précédemment l’évaporateur capillaire 2 est monté dans un compartiment central 5 délimité par un carter du moteur 1, et le premier circuit de refroidissement 230 comprend deux condenseurs 3 1, 3 2 situés de part et d’autre d’un plan verticale comprenant l’axe de rotation de la turbomachine entourée par la nacelle 4. La nacelle 4 entourant le moteur de la turbomachine comprend des bras de support non représentés reliés au moteur. Dans ce mode de réalisation, les deux condenseurs 3 1, 3 2 sont montées chacun dans une partie haute de la nacelle 4. Par partie haute de la nacelle 4, on entend que la partie au-dessus d’un plan horizontal passant par l’axe de rotation de la turbomachine. Par plan horizontale, on entend que l’axe de rotation de la turbomachine est aligné horizontalement.
Dans ce premier exemple, le premier circuit de refroidissement 230 comprend un conduit vapeur principal 331 et un conduit liquide principal 332 s’étendant chacun de part et d’autre le long périphérique du compartiment central 5 et dans un des bras de support s’étendant vers le haut de la nacelle 4.
Le conduit vapeur principal 331 est connecté à une extrémité à la sortie du deuxième volume 223 de l’évaporateur capillaire 2 et à l’autre extrémité à un premier conduit vapeur 31 1 et à un deuxième conduit vapeur 31 2 chacun respectivement relié au premier et deuxième condenseurs 3 1, 3 2 pour les relier à la sortie du deuxième volume 223 de l’évaporateur capillaire 2 .
Le conduit liquide principal 332 est connecté d’une part à une extrémité à l’entrée du premier volume 203 de l’évaporateur capillaire 2 et à d’autre part à l’autre extrémité à un premier conduit liquide 33 1 et à un deuxième conduit liquide 33 2 chacun respectivement relié au premier et deuxième condenseurs 3 1, 3 2 .
Ainsi le fait d’avoir les deux condenseurs dans la partie haute, permet d’utiliser la gravité pour le retour du fluide caloporteur à l’état liquide vers l’évaporateur capillaire 2.
En outre le fait d’avoir les deux condenseurs de part et d’autre du plan verticale, permet d’utiliser un bon rendement d’au moins un des deux condenseurs lorsque l’aéronef se déplace dans un long virage produisant une rotation autour de l’axe de roulis de l’aéronef.
Le deuxième exemple du premier mode de réalisation du système de refroidissement représenté en est différent de ce premier exemple en ce qu’il comporte un deuxième circuit de refroidissement 230 2 et un deuxième évaporateur capillaire 2 2 de l’échangeur 213, similaire au premier évaporateur capillaire 2 1 ’.
L’échangeur 213 peut comprendre un deuxième volume de refroidissement du liquide de lubrification comprenant ce deuxième évaporateur capillaire 2 2 , séparé du premier volume de refroidissement 201 du liquide de lubrification ou peut comprendre ce deuxième évaporateur capillaire 2 2 en contact avec le premier volume de refroidissement 201 pour le refroidir.
Dans ce deuxième exemple, chaque circuit de refroidissement 230 1 , 230 2 est différent du premier exemple en ce qu’ils sont dépourvus de conduit liquide principal et de conduit vapeur principal.
Ainsi le premier et deuxième circuit de refroidissement 230 1 , 230 2 comprend respectivement un premier conduit vapeur 31’ 1 et à un deuxième conduit vapeur 31’ 2 directement connecté à la sortie de la deuxième chambre 223 de l’évaporateur capillaire 2 1 , 2 2 correspondants.
Le premier et deuxième circuit de refroidissement 230 1 , 230 2 donc aussi respectivement un premier conduit liquide 33’ 1 et à un deuxième conduit liquide 33’ 2 directement connecté à l’entrée de la première chambre 203 de l’évaporateur capillaire 2 1 , 2 2 correspondants.
Les premier et deuxième conduit vapeur 31’ 1 , 31’ 2 et les premier et deuxième conduit liquide 33’ 1 , 33’ 2 s’étendent donc chacun de part et d’autre le long périphérique du compartiment central 5 et dans un des bras de support.
Le fait d’avoir deux circuits de refroidissement 230 1 , 230 2 permet d’avoir deux circuits indépendants permettant ainsi une redondance mais améliore aussi en cas de situation de long virage de l’aéronef (rotation autour de l’axe de roulis).
Le troisième exemple du premier mode de réalisation du système de refroidissement représenté en est différent du premier exemple en ce que le conduit vapeur principal 331’ 0 , et le conduit liquide principal 332’ 0 s’étend du compartiment central 5 dans un des bras de support vers une partie basse de la nacelle 4 et en ce que le premier conduit vapeur 31’’ 1 , le deuxième conduit vapeur 31’’ 2, le premier conduit liquide 33’’ 1, le deuxième conduit liquide 33’’ 2 s’étendent chacun de part et d’autre le long périphérique d’une partie basse de la nacelle 4 en direction de l’entrée et sortie du condenseur 3 1 , 3 2 correspondant.
Il va maintenant être décrit le premier exemple du deuxième mode de réalisation du système de refroidissement représenté en .
Comme expliqué précédemment, le deuxième mode de réalisation est différent du premier mode de réalisation en ce que l’échangeur 213 est situé dans la partie basse de la nacelle 4. Ainsi l’évaporateur capillaire 2’ est situé dans la partie basse de la nacelle 4. Le premier et le deuxième condenseur 3 1’ , 3 2’ , sont aussi situés dans la partie basse de la nacelle 4 tel que l’échangeur 213 est situé entre le premier et le deuxième condenseur 3 1’ , 3 2’.
A titre de comparaison, le dispositif de compression à hydrures métalliques 2 représenté sur la ne peut extraire, dans les mêmes conditions, que 10 kWh par kilogramme de dihydrogène produit à une température maximale de 80°C, ce qui est insuffisant à la mise en place de deux unités de compression 2a et 2b en série, et donc à l’obtention de pression de dihydrogène élevées.
Dans le mode de réalisation de l’invention où le dispositif de compression à hydrures métalliques 12 comporte deux unités de compression en série, le condenseur 19 peut par exemple comprendre deux unités de condensation montées en parallèle, de sorte que au moins une partie de l’apport de chaleur à la première unité de compression, respectivement à la deuxième unité de compression, soit extraite au niveau de la première unité de condensation, respectivement au niveau de la deuxième unité de condensation. Les deux unités de condensation du condenseur 19 peuvent être soit intégrées aux unités de compression, soit reliées auxdites unités par des réseaux de liaison dans lesquels circulent des fluides de liaison.
Enfin, il est à noter que durant la période transitoire de E2 au cours de laquelle la source chaude constituée par le dispositif de compression à hydrures métalliques 12 doit chauffer de 60-80 °C jusqu’à la température de désorption T 1 comprise préférentiellement entre 100 °C et 150 °C, la différence de température entre la source chaude et la source froide est plus faible. Durant cette phase transitoire E2, le COP de la pompe à chaleur est plus élevé, de l’ordre de 5 et la consommation du compresseur 18 est moindre, de l’ordre de 2 kWh par kilogramme de dihydrogène. En conséquence, la consommation moyenne en électricité du système conforme à l’invention au niveau de la compression et de la pompe à chaleur est de l’ordre de 2,5 kWh par kilogramme de dihydrogène comprimé de 30 bars à 450 bars.
A titre de comparaison, un compresseur mécanique consomme de l’ordre de 3,3 kWh pour comprimer un kilogramme de dihydrogène de 30 bars à 450 bars. Le système combiné de production- compression de dihydrogène conforme à l’invention permet donc de diminuer largement la consommation électrique de la partie compression par rapport à la compression mécanique de l’état de la technique. Ladite diminution représente une baisse de l’ordre de 24 %.
Procédé de préchauffage du dispositif de compression à hydrures métalliques 12
Selon un mode de réalisation avantageux de l’invention représenté sur la , le système comprend en outre une première conduite de dérivation 29 en parallèle du compresseur 18, une deuxième conduite de dérivation 30 en parallèle du détendeur 20 et une pompe de circulation 31 branchée sur une des conduites de dérivation 29 ou 30 qui assure la circulation du fluide caloporteur 16 lorsque ledit fluide caloporteur 16 se trouve dans les conduites de dérivation 29 et 30. Dans ce mode de réalisation, le système comporte également une unité de contrôle 32. Le dispositif de compression à hydrures métalliques 12 peut comporter deux unités de compression, chaque unité de compression pouvant comporter une ou plusieurs réservoirs. L’unité de contrôle 32 est configurée pour contrôler la dérivation du fluide caloporteur de sorte que, durant la phase E2 de chauffage du dispositif de compression à hydrures métalliques 12 et la phase E3 de désorption du dihydrogène dans le dispositif de compression à hydrures métalliques 12 :
- si la température du dispositif de compression à hydrures métalliques 12 est inférieure à une température seuil T S , le fluide caloporteur 16 circule dans les conduites de dérivation 29 et 30,
- si la température du dispositif de compression à hydrures métalliques 12 est supérieure à la température seuil T S , le fluide caloporteur 16 circule à travers le compresseur 18 et le détendeur 20.
La température seuil T S est comprise entre la température d’absorption T 0 du dispositif de compression à hydrures métalliques 12 et la température de désorption T 1 . La température de désorption T 0 est préférentiellement égale ou légèrement supérieure à la température ambiante comprise entre 0 °C et 45 °C. La température seuil T S est préférentiellement comprise entre 50 °C et 100 °C. La température seuil T S est par exemple de l’ordre de la température au sein de l’électrolyseur 11.
Durant la première partie de la phase E2 de chauffage du dispositif de compression à hydrures métalliques 12, la température dudit dispositif 12 augmente jusqu’à atteindre la température seuil T S . Tant que la température du dispositif de compression à hydrures métalliques 12 est comprise entre la température d’absorption T 0 et la température seuil T S , le fluide caloporteur 16 circule dans les conduites de dérivation 29 et 30 de sorte à extraire au moins une partie de la chaleur générée par l’électrolyseur 11 et à transférer la au moins une partie de la chaleur générée par l’électrolyseur au dispositif de compression à hydrures métalliques 12 sans passer par le compresseur 18 qui est à l’arrêt. Le compresseur n’est alors pas alimenté en électricité. Durant cette période qui constitue une période de préchauffage du dispositif de compression à hydrures métalliques 12, l’évaporateur 17 et le condenseur 18 sont utilisés comme de simples échangeurs de chaleur, les échanges de chaleur n’impliquant pas forcément un transfert de phase du fluide caloporteur 16.
L’apport de chaleur au dispositif de compression à hydrures métalliques 12 lors de la période de préchauffage représentée sur la fait augmenter la température dudit dispositif 12 jusqu’à la température seuil T S . Lorsque la température du dispositif de compression à hydrures métalliques 12 dépasse la température seuil T S , le fluide caloporteur 16 est dévié pour circuler dans le compresseur 18 de sorte que le système conforme à l’invention fonctionne alors comme une pompe à chaleur tel que cela a été décrit ci-dessus en référence aux Figures 2 et/ou 3. Durant la fin de la période de chauffage E2, la pompe à chaleur permet d’augmenter la température du dispositif de compression à hydrures métalliques 12 jusqu’à atteindre la température de désorption T 1 . Durant la phase de désorption du dihydrogène E3, la pompe à chaleur maintient le dispositif de compression 12 à la température de désorption T 1 .
Durant la phase de préchauffage, la pompe de circulation 31 consomme environ 1 kWh par kilogramme de dihydrogène.
Système électrolytique pour la synthèse du perchlorate de sodium L’invention concerne un système électrolytique pour la synthèse du perchlorate de sodium par oxydation électrochimique du chlorate de sodium, ainsi que son utilisation.
Le perchlorate d’ammonium (NH 4 ClO 4 ) est utilisé dans l’industrie spatiale en tant que constituant des chargements de propergol et peut être synthétisé à partir de perchlorate de sodium (NaClO 4 ). Le perchlorate de sodium peut, quant à lui, être obtenu par oxydation électrochimique du chlorate de sodium (NaClO 3 ). L’oxydation électrochimique du chlorate de sodium en perchlorate de sodium est réalisée avec un système électrolytique comprenant une anode en platine ou en plomb, et une cathode en acier présentes dans un bain comprenant du chlorate de sodium. Dans les systèmes électrolytiques existants, la réaction d’oxydation de l’ion chlorate à l’anode s’accompagne de réactions parasites à la cathode engendrant par exemple la formation de dichlore. Les techniques de l’art antérieur proposent, afin de limiter les réactions parasites, d’ajouter au bain un additif de type dichromate ou fluorure de métal alcalin. Lorsque cet additif est présent, il est nécessaire de réaliser, à l’issue de l’oxydation électrochimique, une étape visant à séparer le perchlorate de sodium formé de l’additif dichromate ou fluorure. Cette étape de séparation rallonge et complexifie le procédé d’obtention du perchlorate de sodium.
Il serait souhaitable d’améliorer le rendement de l’oxydation électrochimique du chlorate de sodium en perchlorate de sodium tout en ayant une synthèse simplifiée.
L’invention vise spécifiquement à répondre au besoin précité.
est une représentation schématique d’encore un autre procédé de fonctionnement d’un aéronef ;
est une représentation schématique d’un procédé de génération d’un programme de maintenance pour un aéronef ;
est une représentation schématique d’un procédé de maintenance d’un aéronef ; et
est une vue schématique d’un aéronef ayant un système de génération de programme de maintenance.
En cours d’utilisation, le flux d’air de noyau A est accéléré et comprimé par le compresseur basse pression 14 et dirigé dans le compresseur haute pression 15 où une compression supplémentaire a lieu. L’air comprimé évacué du compresseur haute pression 15 est dirigé dans l’équipement de combustion 16 où il est mélangé avec du carburant F et le mélange est soumis à une combustion. Les produits de combustion chauds résultants se dilatent ensuite à travers, et entraînent ainsi, les turbines haute pression et basse pression 17, 19 avant d’être évacués à travers la tuyère 20 pour fournir une certaine poussée propulsive. La turbine haute pression 17 entraîne le compresseur haute pression 15 par un arbre d’interconnexion approprié 27. La soufflante 23 fournit généralement la majorité de la poussée propulsive. La boîte à engrenages épicycloïdaux 30 est un réducteur.
La boîte à engrenages épicycloïdaux 30 est représentée à titre d’exemple plus en détail sur la . Chacun(e) du planétaire 28, des engrenages planétaires 32 et de la couronne 38 comprend des dents autour de sa périphérie pour s’engrener avec les autres engrenages. Cependant, pour plus de clarté, seules des parties exemplaires des dents sont illustrées sur la . Il y a quatre engrenages planétaires 32 illustrés, bien qu’il soit évident pour l’homme du métier que plus ou moins d’engrenages planétaires 32 peuvent être prévus dans l’étendue de l’invention revendiquée. Les applications pratiques d’une boîte à engrenages épicycloïdaux planétaires 30 comprennent généralement au moins trois engrenages planétaires 32.
On comprendra que l’agencement représenté sur les Figures 2 et 3 est fourni à titre d’exemple uniquement, et que diverses variantes entrent dans le cadre de la présente divulgation. Purement à titre d’exemple, tout agencement approprié peut être utilisé pour localiser la boîte à engrenages 30 dans le moteur 10 et/ou pour relier la boîte à engrenages 30 au moteur 10. À titre d’exemple supplémentaire, les liaisons (telles que les bielles 36, 40 dans l’exemple de la ) entre la boîte à engrenages 30 et d’autres parties du moteur 10 (telles que l’arbre d’entrée 26, l’arbre de sortie et la structure fixe 24) peuvent avoir n’importe quel degré souhaité de rigidité ou de flexibilité. À titre d’exemple supplémentaire, tout agencement approprié des paliers entre les parties rotatives et stationnaires du moteur (par exemple entre les arbres d’entrée et de sortie provenant de la boîte à engrenages et les structures fixes, telles que le carter de boîte à engrenages) peut être utilisé, et la divulgation n’est pas limitée à l’agencement exemplaire de la . Par exemple, lorsque la boîte à engrenages 30 a un agencement en étoile (décrit ci-dessus), l’homme du métier comprendra aisément que l’agencement des bielles de sortie et de support et les emplacements de palier seraient typiquement différents de ceux représentés à titre d’exemple dans la .