INPI-France/Brevets-Francais-2024-Chunked huggingface dataset:
Le module d’application 50 est en outre configuré pour stocker, dans une base de données et pour chaque instant de réception T i , les variables d’état reçues VE i , les commandes de pilotage déterminées C i , et préférentiellement les valeurs de la contrainte de pilotage CP i calculées au cours de l’évaluation de la fonction de récompense.
Le module de formation 55 est configuré pour former au moins un groupe de données à partir des variables d’état reçues VE i , des commandes déterminées C i et optionnellement des valeurs de la contrainte de pilotage calculées CP i . Chaque groupe de données comprend les variables d’état VE i , les commandes de pilotage C i , et optionnellement les valeurs de la contrainte de pilotage CP i correspondant à des instants de réception successifs T i .
Le module de formation 55 est par exemple configuré pour former une pluralité de groupes de données. A titre d’exemple, le module d’application est configuré pour appliquer aux commandes de pilotage déterminées C i par le module d’application 50, un algorithme de classification, afin de classer, dans des classes prédéfinies CL i , lesdites commandes de pilotage déterminées C i pour chaque instant de réception T i . Les classes prédéfinies CL i sont par exemple comprises dans le tableau de correspondance de commandes.
A cet effet, le module de formation 55 est par exemple configuré pour comparer, pour chaque instant de réception T i , les commandes de pilotage C i aux intervalles de valeurs du tableau de correspondance de commandes, afin de déterminer à quelle classe CL i correspondent les commandes de pilotage C i dudit instant T i .
Le module de formation 55 est par exemple configuré pour regrouper les commandes de pilotage C i appartenant à une même classe respective CL i et dont les instants de réception T i forment une suite d’instants de réception T i consécutifs la plus longue possible.
En référence à la , plusieurs commandes de pilotages C 1 , C 2 , C 3 , C 4 , C 5 , C 22 , C 23 , C 2 4 , C 45 , C 46 , C 47 appartiennent à une première classe CL 1 . Ces commandes C 1 , C 2 , C 3 , C 4 , C 5 , C 22 , C 23 , C 2 4 , C 45 , C 46 , C 47 correspondent respectivement aux instants de réception T i suivants : T 1 , T 2 , T 3 , T 4 , T 5 , T 22 , T 23 , T 2 4 , T 45 , T 46 , T 47. Le module de formation 55 est configuré pour alors regrouper entre elles, premièrement les commandes de pilotages suivantes: C 1 , C 2 , C 3 , C 4 , C 5 , deuxièmement les commandes de pilotage suivantes : C 22 , C 23 , C 2 4 , et troisièmement les commandes de pilotage suivantes : C 45 , C 46 , C 47 .
Le module de formation 55 est en outre configuré pour former chaque groupe de données comme comprenant une pluralité de commandes C i regroupées respectives, les variables d’état VE i correspondantes et optionnellement les valeurs de la contrainte de pilotage correspondantes CP i . On entend par « variables d’état VE i correspondantes », les variables d’état VE i reçues aux instants de réception T i correspondant aux commandes C i regroupées. De manière analogue, on entend par « valeurs de la contrainte de pilotage correspondantes CP i » les valeurs de la contrainte de pilotage CP i calculées pour les instants de réception T i correspondant aux commandes C i regroupées.
Ainsi, dans l’exemple précédent de la , un premier groupe de données comprend les commandes suivantes : C 1 , C 2 , C 3 , C 4 , C 5 , les variables d’état VE i correspondantes : VE 1 , VE 2 , VE 3 , VE 4 , VE 5 , et optionnellement les valeurs de la contrainte de pilotage correspondantes : CP 1 , CP 2 , CP 3 , CP 4 , CP 5 .
Selon d’autres caractéristiques avantageuses de l’invention, le dispositif de compression à hydrures métalliques peut comprendre au moins une paire de réservoirs, les phases de chauffage et de désorption du dihydrogène d’un premier réservoir d’une paire de réservoirs correspondant aux phases de refroidissement et d’absorption de dihydrogène du deuxième réservoir de la paire de réservoirs.
L’invention propose également un procédé de contrôle comprenant une étape de dérivation du fluide caloporteur de sorte que, durant des phases de chauffage et de désorption du dihydrogène dans le dispositif de compression à hydrures métalliques : - si une température du dispositif de compression à hydrures métalliques est inférieure à une température seuil T S , le fluide caloporteur circule dans les conduites de dérivation, - si la température du dispositif de compression à hydrures métalliques est supérieure à la température seuil T S , le fluide caloporteur circule à travers le compresseur et le détendeur.
En outre, l’invention concerne une unité de contrôle d’un système combiné de production et de compression de dihydrogène, comprenant un processeur configuré pour mettre en œuvre l’étape de dérivation du procédé selon l’invention.
L’invention concerne enfin un produit programme d’ordinateur comprenant des instructions qui, lorsque le programme est exécuté par un ordinateur, conduisent celui-ci à mettre en œuvre l’étape de dérivation du procédé selon l’invention.
- la représente un système conforme à l’état de la technique qui combine la production de dihydrogène par électrolyse et la compression du dihydrogène produit à l’aide d’un dispositif de compression à hydrures métalliques ;
- la représente un mode de réalisation du système combiné de production et compression de dihydrogène conforme à l’invention qui comporte un électrolyseur, une pompe à chaleur haute température et un dispositif de compression à hydrures métalliques, l’évaporateur et le condenseur de la pompe à chaleur étant incorporés respectivement à l’électrolyseur et au dispositif de compression à hydrures métalliques ;
- la représente un autre mode de réalisation du système combiné de production et compression de dihydrogène conforme à l’invention dans lequel l’évaporateur et le condenseur sont reliés respectivement à l’électrolyseur et au dispositif de compression à hydrures métalliques par des réseaux caloriporteurs de liaison ;
- la représente un mode de réalisation alternatif du système objet de l’invention dans lequel ledit système comporte en outre des conduites de dérivation permettant la mise en œuvre de périodes de pré-chauffage du dispositif de compression à hydrures métalliques au cours desquelles la pompe à chaleur du système est à l’arrêt.
DESCRIPTION DETAILLEE DE MODES DE REALISATION L’invention concerne un système permettant de produire du dihydrogène par électrolyse puis de compresser le dihydrogène produit.
En référence à la , ce système comprend un électrolyseur 11 qui produit du dihydrogène et un dispositif de compression à hydrures métalliques 12 qui comprime le dihydrogène produit par électrolyse. Le système comprend en outre un réseau d’acheminement 13 du dihydrogène basse pression depuis l’électrolyseur 11 vers le dispositif de compression à hydrures métalliques 12 de sorte que le dihydrogène électrolytique puisse être comprimé par le dispositif de compression 12, et un réseau de dihydrogène haute pression 14 à la sortie du dispositif de compression à hydrures métalliques 12.
Le système conforme à l’invention comporte également un réseau caloriporteur 15, dans lequel circule un fluide caloporteur 16. Ce réseau caloriporteur 15 met en connexion fluidique les éléments classiques d’une pompe à chaleur, à savoir un évaporateur 17, un compresseur 18, un condenseur 19 et un détendeur 20. Les caractéristiques du réseau caloriporteur 15 seront décrites plus en détails par la suite.
L’électrolyseur 11
L’électrolyseur 11 produit du dihydrogène par électrolyse de l’eau selon une technologie choisie parmi les technologies connues de l’homme du métier, par exemple l’électrolyse alcaline ou l’électrolyse par membrane échangeuse de protons. L’électrolyse de l’eau consiste classiquement à réduire l’eau en dihydrogène au niveau d’une première électrode et à oxyder l’eau en dioxygène (O 2 ) au niveau d’une deuxième électrode. La mise en œuvre des réactions à chacune des électrodes nécessite d’imposer un courant électrique à travers l’électrolyseur à l’aide d’un dispositif d’alimentation électrique extérieur, par exemple le réseau électrique national, un micro-réseau, une source d’énergie locale de nature solaire, éolienne ou encore hydraulique.
Selon la technologie d’électrolyse choisie, le dihydrogène est produit par l’électrolyseur 11 à une pression comprise entre 1 bar et 30 bars. Selon le système conforme à l’invention, le dihydrogène produit dans l’électrolyseur 11 est acheminé jusqu’au dispositif de compression à hydrures métalliques 12 par l’intermédiaire du réseau d’acheminement du dihydrogène 13.
Brève description des figures la est une vue schématique d’un ensemble de calibration selon l’invention,
la est une vue de côté de l’ensemble de la pendant la mise en œuvre d’un procédé de calibration,
la est une vue de côté d’une autre étape du procédé de la , et
la est une vue de côté d’une troisième étape du procédé des figures 2 et 3.
Description détaillée de l’invention Un ensemble de calibration 10 selon l’invention est représenté sur la . Cet ensemble de calibration comprend un bloc principal 12 et au moins un pion 14, et avantageusement une pluralité de pions 14.
Le bloc principal 12 présente une forme allongée selon une direction d’étendue principale Z, et comprend une pluralité de portions 16 alignées selon la direction d’étendue principale Z et formant un ensemble de gradins.
Le bloc principal 12 est par exemple réalisé en superalliage à base de nickel.
Le bloc principal 12 présente une structure monocristalline, de préférence de la même nuance de superalliage que les aubes de turbines à analyser ultérieurement.
L’orientation cristalline du bloc principal 12 est connue. Il peut s’agir de la même orientation que celle des aubes de turbines, ou bien d’une orientation totalement aléatoire.
Chaque portion 16 présente une épaisseur H1, H2 respective constante, mesurée selon une direction de traversée X perpendiculaire à la direction d’étendue principale Z.
Les épaisseurs des portions 16 sont par exemple comprises entre 0,5 mm et 10 mm.
Les épaisseurs des portions sont déterminées en fonction des épaisseurs de matériau pertinentes dans les pièces à contrôler, comme des aubes de turbomachine.
Le bloc principal 12 comprend, par exemple, sept portions 16 présentant des épaisseurs respectives de 10 mm, 8 mm, 6 mm, 4 mm, 2 mm et 1 mm.
Chaque portion 16 est définie par deux faces 18 opposées de part et d’autre du bloc principal 12, parallèles entre elles et perpendiculaires à la direction de traversée X.
Les faces 18 sont notamment des faces rectangulaires.
Les faces 18 présentent par exemple des dimensions transverses identiques les unes aux autres. Les dimensions transverses des faces 18 comprennent une longueur L, mesurée selon la direction d’étendue principale Z, et une largeur E, mesurée selon une direction transverse Y perpendiculaire à la direction d’étendue principale Z et à la direction de traversée X.
La géométrie du réacteur de réduction peut être parallélépipédique, typiquement un parallélépipède rectangle, cylindrique ou toute autre géométrie tridimensionnelle comprenant de préférence une symétrie de révolution. Par cylindrique on fait référence à un cylindre de révolution. Par exemple, le réacteur de réduction est cylindrique ou a une forme de parallélépipède rectangle. Dans ce dernier cas, le diamètre D R du réacteur doit être compris comme un diamètre équivalent (section de passage équivalente).
Les matériaux utilisés pour réaliser le réacteur et ses éléments constitutifs (admission(s), évacuation(s), sortie(s), etc.) peuvent être choisis parmi les matériaux réfractaires, par exemple de type béton réfractaire, brique réfractaire ou céramique, les aciers haute température, par exemple de type Hastelloy®, Incoloy®, Inconel® ou Manaurite®, ou des aciers conventionnels, par exemple de type acier inoxydable ou acier au carbone combinés à des matériaux réfractaires ou combinés à des moyens de refroidissement tels que des tubes dans lesquels circulent un fluide caloporteur.
Un mélange gaz/solide 301 comprenant les gaz issus de la combustion, aussi appelés fumées de combustion dans la présente description, et les particules du porteur d’oxygène est évacué au sommet du réacteur réduction 2000. Un système de séparation gaz/solide de type cyclone 3002, comportant un ou plusieurs cyclones en série et/ou en parallèle, est disposé en aval et connecté directement, i.e. sans autre enceinte ou dispositif intermédiaire, au réacteur de réduction 2000, et permet de séparer les gaz de combustion 310, aussi appelés fumées de combustion, des particules solides du porteur d’oxygène dans leur état le plus réduit 400. Dans le cas de la présence d’imbrûlés pouvant survenir si la charge hydrocarbonée est solide, un dispositif de séparation solide/solide permettant de séparer les particules d’imbrûlés des particules de la masse active peut être mis en œuvre en sortie du réacteur de réduction, tel que cela est décrit plus bas pour d’autres modes de réalisation en relation avec la .
Les particules du porteur d’oxygène 400 ayant séjourné dans le réacteur de réduction 2000, et séparées des gaz de combustion, sont envoyées vers le réacteur d’oxydation cyclonique 3200 pour être ré-oxydées et séparées.
Le réacteur d’oxydation cyclonique 3200 comporte : - une chambre cylindro-conique comportant une portion supérieure cylindrique surmontant une portion inférieure tronconique inversée (la portion tronconique est dite inversée car la section de cône de plus faible diamètre se trouve dans la partie inférieure de la chambre cylindro-conique, et la section de cône de diamètre le plus important se trouve dans la partie supérieure connectée à la portion supérieure cylindrique, lorsque le réacteur est en fonctionnement), - une conduite d’arrivée pour un mélange gazeux 120 comprenant des particules du porteur d’oxygène 400 et du gaz oxydant 100, cette conduite d’arrivée comportant un conduit d’injection principal de gaz oxydant 100 et débouchant dans la portion supérieure cylindrique de la chambre du réacteur, - une conduite de sortie pour un flux gazeux appauvri en oxygène 110 positionnée au sommet de la portion supérieure cylindrique ; et - une conduite d’évacuation d’un flux de particules de porteur d’oxygène 102 positionnée au fond de la portion inférieure tronconique inversée.
Le porteur d’oxygène réduit 400 est avantageusement mélangé avec un flux de gaz oxydant 100, typiquement de l’air ou de la vapeur d’eau, et de préférence de l’air, dans une conduite d’arrivée du réacteur d’oxydation cyclonique. Le flux de gaz oxydant est de préférence envoyé par un conduit d’injection principal dans la conduite d’arrivée du réacteur cyclonique, connectée à la sortie du cyclone 3002, la ligne de circulation entre le cyclone 3002 et la conduite d’arrivée du réacteur cyclonique comportant de préférence un dispositif d’étanchéité gaz tel qu’un siphon comme représenté dans la .
L’air qui peut être utilisé en tant que gaz oxydant, est de préférence composé approximativement de 21% de dioxygène et 78% de diazote (aussi appelé classiquement air « frais »). Le complément d’environ 1 % est composé majoritairement d’argon mais également d’autres gaz rares comme le néon, le krypton et le xénon, ainsi que de dioxyde de carbone à hauteur d’environ 0,04 %.
Le mélange gazeux 120 comportant le porteur d’oxygène 400 est ensuite envoyé dans la portion supérieure cylindrique de la chambre du réacteur d’oxydation cyclonique.
Dans la chambre du réacteur d’oxydation cyclonique, le porteur d’oxygène est oxydé au contact du gaz oxydant 100 et le porteur d’oxygène oxydé est séparé du gaz oxydant appauvri en oxygène 110, e.g. air appauvri aussi appelé air « appauvri » ou « déplété », résultant de l’oxydation. Le gaz oxydant appauvri en oxygène 110 est évacué par la conduite de sortie au sommet de la portion supérieure cylindrique de la chambre, et un flux de porteur d’oxygène oxydé 102 est évacué par la conduite d’évacuation au fond de la portion inférieure tronconique inversée de la chambre. Le flux de particules de porteur d’oxygène oxydé 102 est transféré dans le réacteur de réduction 2000. Avantageusement la ligne de circulation du flux 102 comporte un dispositif d’étanchéité, par exemple un siphon.
Par gaz oxydant appauvri (e.g. air appauvri), on entend un gaz oxydant appauvri en oxygène, comparativement à un gaz oxydant initial (e.g. air initial ou air « frais) » avant réaction dans la zone d’oxydation. Le gaz appauvri (e.g. air appauvri) contient de préférence moins de 4 % de dioxygène. La teneur en dioxygène de du gaz appauvri dépend de la quantité de dioxygène contenu initialement dans le gaz oxydant initial (environ 21% dans le cas de l’air frais), et de la sur-stœchiométrie appliquée pour assurer l’état d’oxydation maximal de toutes les particules du porteur d’oxygène.
Typiquement, le gaz oxydant appauvri (e.g. air appauvri) comprend environ 2 % de dioxygène. Par environ, on entend à plus ou moins 0.5 % près. Cela résulte du choix d’appliquer de préférence une sur-stœchiométrie de l’ordre de 10% pour garantir l’état d’oxydation suffisant de l’ensemble des particules. Cette sur-stœchiométrie peut être nécessaire pour pallier les limitations au transfert entre l’oxygène et les particules et peut varier en fonction de la cinétique de réaction avec le porteur d’oxygène, et de l’hydrodynamique dans le réacteur.
La fonction du réacteur d’oxydation cyclonique 3200 d’oxyder le porteur d’oxygène se traduit par l’enrichissement de ce dernier en oxygène par réaction entre la forme réduite du porteur d’oxygène et le dioxygène du gaz oxydant 100.
Dans le réacteur d’oxydation cyclonique 3200, le porteur d’oxygène est restauré à son état oxydé M x O y au contact du gaz oxydant 100 (e.g. air ou vapeur d’eau, et de préférence de l’air), selon la réaction (2) ci-dessous.
Où n et m représentent respectivement le nombre d’atomes de carbone et d’hydrogène ayant réagi avec le porteur d’oxygène dans le réacteur de combustion.
Cette réaction est fonction de la température, de la pression partielle d’oxygène mais aussi du temps de contact entre le solide et le gaz oxydant. Ce temps est généralement compris entre 1 seconde et 30 secondes.
Le temps de résidence du porteur d’oxygène dans le réacteur d’oxydation est inférieur ou égal à 30 secondes, de préférence compris entre 1 s et 30 s, plus préférentiellement compris entre 1 s et 20 s, encore plus préférentiellement compris entre 1 s et 10 s.
De préférence, comme représenté sur la figure 6B, l’ouverture externe 10-3 et l’ouverture interne 14-3 de chaque fente 8-3 sont alignées selon la médiatrice Δ de la gorge 12-3, et les deux côtés non parallèles de celles-ci forment, en coupe transversale, un angle β compris entre 20° et 45° avec la médiatrice Δ.
Un tel angle β compris entre 20° et 45° permet de lisser le profil de la fente et de limiter les effets de concentration des contraintes dans les fentes et aux extrémités de celles-ci.
Bien entendu, d'autres dimensions peuvent être envisagées en fonction des dimensions, de l'épaisseur, du matériau et des exigences spécifiques de l'application.
A titre d’exemple, dans la position au repos du chemisage, chaque fente 8-3 mesure environ 50mm de longueur et présente une ouverture externe 10-3 de comprise entre 1 et 10mm et une ouverture interne 14-3 comprise entre 0,2 et 4mm.
Les figures 8A et 8B sont des vues respectivement en perspective et en coupe transversale d’une fente 8-3’ du chemisage d’une conduite selon une variante du troisième mode de réalisation de l’invention préalablement à l’insertion du chemisage dans le tube.
Dans cette variante de réalisation, chaque fente 8-3’ présente, en coupe transversale et préalablement à l’insertion du chemisage dans le tube, une ouverture interne 10-3’ qui débouche au niveau de la face interne 6a du chemisage par une forme évasée 15.
Cette conception de fente à forme évasée permet de favoriser l'ouverture du côté interne du chemisage lors de l'initiation du flambage de celle-ci pour faciliter l'évacuation des gaz de perméation.
Une fois le chemisage inséré à l’intérieur du tube ( ) ou avec le gonflement, les diamètres interne et externe du chemisage rétrécissent ce qui provoque une fermeture au moins partielle – voire totale – du côté de la face interne 6a du chemisage (sur l’exemple de la , la fente est totalement fermée au niveau de la partie non évasée de son ouverture interne 14-3’).
Par ailleurs, comme représenté notamment sur la figure 8A en perspective, chaque fente 8-3 peut déboucher à chaque extrémité longitudinale au niveau d’une rainure d’usinage 16, cette dernière étant la conséquence d’un usinage de la fente par une fraiseuse spécifique en forme d’entonnoir. La présence d’une telle rainure peut être évitée au moyen d’une séquence d’usinage spécifique en deux étapes (au lieu d’une seule).
Dans un quatrième mode de réalisation représenté sur les figures 10A, 10B et 11, chaque fente 8-4 présente, en coupe transversale et préalablement à l’insertion du chemisage 6 dans le tube 4, une ouverture externe 10-4 et une ouverture interne 14-3 ayant chacune une forme rectangulaire avec l’ouverture externe ayant une largeur f plus grande que la largeur f’ de l’ouverture interne, et une gorge 12-4 ayant une forme de U.
Par rapport au troisième mode de réalisation, cette forme spécifique des fentes permet de limiter les concentrations de stress au niveau des jonctions entre la gorge 12-4 et les ouvertures externe 10-4 et interne 14-4.
Une fois le chemisage inséré à l’intérieur du tube ( ) ou avec le gonflement, les diamètres interne et externe du chemisage rétrécissent ce qui provoque une fermeture au moins partielle – voire totale – du côté de la face interne 6a du chemisage (sur l’exemple de la , la fente est totalement fermée du côté de la face interne).
On notera sur la figure 10A la présence d’une rainure d’usinage 16 à chaque extrémité longitudinale des fentes comme celle décrite en liaison avec la figure 8A (cette rainure peut être peut être évitée au moyen d’une séquence d’usinage spécifique en deux étapes).
Quel que soit le mode de réalisation envisagé pour les fentes, celles-ci s’étendent chacune dans le sens de leur longueur parallèlement à l’axe longitudinal X-X du tube 4.
Par ailleurs, comme représenté sur la , les fentes peuvent être distribuées sur la surface du chemisage de sorte à être alignées le long d’une pluralité d’axes Y parallèles à l’axe longitudinal X-X du tube. Cette distribution permet de réduire les risques d'endommagement du chemisage pendant le processus d'insertion dans le tube et pendant la durée de vie de la conduite en cas de mouvement/déplacement de celle-ci.
Alternativement, comme représenté sur la , les fentes peuvent être distribuées sur la surface du chemisage 6 de sorte à être alignées le long d’une pluralité d’hélices H centrées chacune sur l’axe longitudinal X-X du tube 4. Par exemple, ces hélices H peuvent former chacune un angle de 45° avec l’axe longitudinal X-X. Cette distribution permet d’optimiser la répartition géométrique des fentes et donc l’évacuation du gaz de perméation tout en maintenant réduit les risques d’endommagement du chemisage.
La première bague 35 et la deuxième bague 36 de la butée à roulement 33 sont respectivement en appui contre le piston 31 de l’actionneur 25 et contre la première partie d’accouplement 17. Comme représenté sur la , le piston 31 présente une portion d’extrémité 39 qui fait saillie en direction de la première partie d’accouplement 17 au-delà de la carcasse magnétique 26. La portion d’extrémité 39 comporte un premier épaulement 40 qui définit une surface de portée interne, cylindrique, et une surface d’appui axial. La première bague 35 de la butée à roulement 33 est emmanchée sur la portion d’extrémité 39. Plus particulièrement, la première bague 35 est axialement en butée contre la surface d’appui axial tandis que le bord radialement interne de la première bague 35 coopère avec la surface de portée interne de manière à assurer un centrage de la butée à roulement 33 par rapport à l’actionneur 25.