INPI-France/Brevets-Francais-2024-Chunked huggingface dataset:
Un contrôle d’étanchéité par ressuage peut être effectué dans une cellule de ressuage fixée dans la piscine d’entreposage. Cependant, dans les centrales nucléaires anciennes, ces cellules de ressuage fixes sont également anciennes, et leur maintenance et leur maintien en exploitation sont coûteux.
En remplacement, on a parfois recours à des cellules de ressuage mobiles installées spécialement dans la piscine avant les opérations de maintenance du réacteur nucléaire, puis retirées une fois les opérations de maintenance terminées. Toutefois, l’installation et le retrait des cellules de ressuages mobiles représente un certain coût.
Un but de l’invention est de réduire le coût des tests d’étanchéité des assemblages de combustible nucléaire, en maintenant la fiabilité des tests.
À cet effet, l’invention a pour objet un dispositif pour monter ou descendre un assemblage de combustible nucléaire dans une piscine d’une installation nucléaire, la piscine étant destinée à contenir de l’eau, le dispositif comprenant :
- un système de guidage destiné à être fixé sur la piscine, et
Le revêtement liner 32 garantit la rétention du sodium primaire en cas de fuite par la cuve primaire 10 et la protection du puits de cuve 30. Autrement dit, le liner 32, qui garantit la rétention du sodium primaire en cas de fuite par la cuve primaire s’apparente ici à une cuve de sécurité. Le liner 32 est en appui contre le puits de cuve 30 et sa partie haute est soudée à la dalle de fermeture 17. Typiquement, le liner 32 est en acier inoxydable AISI 316L.
L’espace E entre le revêtement liner 32 et la cuve primaire, appelé espace inter-cuves, est rempli d’un gaz thermiquement conducteur, comme de l’azote, afin de refroidir la surface de la cuve primaire 10 et également améliorer légèrement le transfert thermique vers le système d’EPuR. Il doit être suffisant pour permettre l’emplacement des systèmes d’inspections utilisés. Typiquement, l’épaisseur de l’espace inter-cuves E est variable entre environ 30 et 50 cm selon l’application. Dans l’application SFR divulguée, l’épaisseur E d’environ 30 cm est considérée.
On décrit maintenant le système 2 d’évacuation de la puissance résiduelle (EPUR) au travers de la cuve primaire 10 selon cette demande FR3104311A1.
Le système EPUR 2 va permettre d’évacuer de manière complètement passive la puissance résiduelle à l’extérieur de la cuve primaire 10 en captant le rayonnement thermique émis par cette dernière dans l’espace inter-cuves E.
L’ensemble du système 2 selon cette demande FR3104311A1, et particulièrement le stockage thermique, doit être dimensionné pour respecter les deux modes de fonctionnement:
- en régime permanent (fonctionnement normal ou puissance nominale), de sorte à assurer la circulation naturelle du fluide caloporteur ;
- en régime EPuR (puissance résiduelle), fonction d’évacuation de la puissance résiduelle en situation accidentelle, i.e. avec perte partielle ou totale (Station blackout comme cas enveloppe) des moyens d’alimentation électriques de sorte à évacuer suffisamment de la puissance du cœur pour que celui ne monte pas trop en température pendant une durée cible, typiquement 7 jours comme actuellement envisagé.
- une nappe 40 d’une pluralité de tuyaux 400 en U, agencés dans l’espace inter-cuves E qui sont répartis autour de la cuve primaire 10 et qui s’étendent chacun le long de la cuve primaire 10 avec le fond des U en regard du fond de cette dernière,
- un premier collecteur 41, dit collecteur froid auquel est soudé directement à chacun des tuyaux de la nappe par sa branche 401 du U, dite branche froide, le collecteur froid étant agencé à l’extérieur au-dessus de la dalle de fermeture 17,
- un deuxième collecteur 42, dit collecteur chaud auquel est soudé directement à chacun des tuyaux de la nappe par l’autre des branches 402 du U, dite branche chaude, le collecteur chaud étant agencé à l’extérieur au-dessus de la dalle de fermeture 17, et de préférence à l’aplomb du premier collecteur froid 41,
- un échangeur monotube 43 dont une extrémité 431 est reliée au collecteur chaud 42 et l’autre extrémité 432 est reliée au collecteur froid 41.
L’antenne d’émission et réception 120 entoure une région à l’intérieur de laquelle se trouve l’électrode capacitive 110. L’électrode capacitive 110 est entièrement entourée par l’antenne d’émission et réception 120.
De préférence, l’antenne d’émission et réception 120 est constituée par au moins un dépôt métallique qui s’étend sur un même substrat que l’électrode capacitive 110.
En tout état de cause, l’électrode capacitive 110 et l’antenne d’émission et réception 120 sont avantageusement agencées coplanaires.
De préférence, une distance bord à bord L1 entre l’électrode capacitive 110 et l’antenne d’émission et réception 120 est constante, sur tout le contour de l’électrode capacitive 110. Ici, l’antenne d’émission et réception 120 présente alors une forme carrée ou rectangulaire, selon une vue de dessus dans un plan (Oxy).
De préférence, la distance bord à bord L1 dans le dispositif 100 selon l’invention est du même ordre de grandeur que la distance correspondante dans les dispositifs de l’art antérieur. Dit autrement, l’ajout de la ligne électriquement conductrice 130 ne se traduit pas forcément par une augmentation d’un espacement entre l’électrode capacitive 110 et l’antenne d’émission et réception 120. En effet, même en l’absence de ligne électriquement conductrice 130 entre les deux, il est préférable d’espacer suffisamment l’électrode capacitive 110 et l’antenne d’émission et réception 120 pour éviter de dégrader les performances de l’antenne.
La ligne électriquement conductrice 130 s’étend entre l’électrode capacitive 110 et l’antenne d’émission et réception 120, sans contact physique direct entre les deux. Elle est donc apte à être portée à un potentiel électrique souhaité, distinct de celui de l’antenne d’émission et réception 120.
De préférence, la ligne électriquement conductrice 130 est constituée par au moins un dépôt métallique, qui s’étend sur un même substrat que l’électrode capacitive 110 et l’antenne d’émission et réception 120.
De préférence, la ligne électriquement conductrice 130 est agencée coplanaire avec l’électrode capacitive 110. Avantageusement, l’antenne d’émission et réception 120 est agencée au moins partiellement coplanaire avec ces dernières.
La ligne électriquement conductrice 130 présente avantageusement une largeur très fine, définie dans un plan (Oxy) parallèle au plan de l’électrode capacitive 110. Cette largeur est comprise par exemple entre 0,1 mm et 0,5 mm, par exemple égale à 0,2 mm. En tout état de cause, la largeur de la ligne électriquement conductrice est avantageusement supérieure à la largeur de spires formant l’antenne d’émission et réception 120.
Comme expliqué dans l’exposé de l’invention, l’électrode capacitive 110 forme un condensateur de mesure, que l’on peut décomposer en un condensateur utile, dont la capacité est fonction de la position de la cible relativement à l’électrode capacitive 110, plus une capacité parasite.
En fonctionnement, la ligne électriquement conductrice 130 n’est pas connectée à la masse d’un circuit recevant les éléments du dispositif 100. Le couplage entre l’électrode capacitive 110 et la masse est donc moindre, de sorte que la capacité parasite est réduite. La contribution de la capacité du condensateur utile, à la valeur totale de capacité du condensateur de mesure, est donc augmentée en comparaison avec l’art antérieur. La sensibilité de la détection de présence est donc augmentée également.
Des simulations ont montré que l’invention permet de passer par exemple d’une capacité d’environ 15 pF à une capacité d’environ 12 pF, pour le condensateur de mesure. Cela correspond à une réduction de 3 pF de la capacité parasite. Ces valeurs sont données à titre illustratif, et l’invention n’est bien sûr pas limitée à ces dernières.
On a illustré, à la , le résultat de simulations montrant l’amélioration de la sensibilité de la détection de présence. A la , l’axe des abscisses est une distance d entre une cible et l’électrode capacitive, en mm, où la cible est par exemple la main d’un opérateur humain. L’axe des ordonnées est une variation N de la capacité du condensateur de mesure, lorsque la cible apparaît à proximité de l’électrode capacitive, à une distance d de cette dernière.
La courbe 21 se rapporte à un dispositif selon l’art antérieur, avec l’électrode capacitive entourée par l’antenne et avec l’antenne reliée à la masse, sans ligne conductrice entre les deux. La courbe 22 se rapporte à un dispositif selon l’invention, avec l’antenne reliée à la masse et avec la ligne conductrice connectée à un potentiel distinct de la masse.
On voit sur la que, pour une même valeur N S de variation de capacité, l’invention permet d’augmenter une valeur correspondante de distance entre la cible et l’électrode capacitive (d S1 dans l’art antérieur versus d S2 dans l’invention).
N S est par exemple une valeur seuil, au-delà de laquelle on considère qu’il y a un opérateur humain à proximité de l’électrode capacitive. Plus cette valeur seuil est élevé, plus la détection de présence est fiable. Cette valeur seuil est associée à une distance entre l’électrode capacitive et l’opérateur humain, nommée distance limite de détection. On voit donc que l’invention permet d’augmenter la distance limite de détection.
L'évolution sensiblement linéaire des potentiels électriques de l'électrode négative et de l'électrode positive indique donc que l'état de charge de la batterie décroît aussi sensiblement linéairement avec le temps.
Une confirmation de la prévision d’une évolution linéaire de l’état de charge est illustrée sur la .
La représente l’évolution de la masse volumique de l’électrolyte en fonction du temps. Une marge d’erreur de 1 mg.cm -3 a été associée aux points de mesure.
L’évolution de la masse volumique obtenue par le modèle prédictif est représentée par la courbe en trait plein. Elle est calculée à partir de la molalité m A qui est définie selon l’équation (10) et de la température de la batterie T selon l’équation (14) :
Le modèle reproduit fidèlement l’évolution de la masse volumique de l’électrolyte. Il est observé une légère déviation de la masse volumique simulée par rapport à la mesure. Bien que non liés par une quelconque théorie, les inventeurs attribuent cette déviation à la stratification de l’acide sulfurique au sein de l’électrolyte. Les molécules d’acide sulfurique tendent à occuper le fond de la cellule électrochimique en raison de leur densité supérieure à celles de l’eau qui les entourent. La mesure de masse volumique est effectuée sur un échantillon prélevé dans la partie supérieure de la cellule, due à l’inaccessibilité des parties inférieures de la cellule, qui est moins dense que l’électrolyte au fond de la cellule. Ceci pourrait expliquer la déviation observée avec la masse volumique obtenue par simulation au moyen du modèle prédictif, qui fournit une valeur moyenne ne tenant pas compte de la position de l’électrolyte dans la cellule.
Simulation du potentiel électrique des électrodes négative et positive et de l’état de charge d’une la batterie à 3 5 °C.
Suite au maintien au repos de la cellule pendant 49 jours, la température du bain a été augmentée à 35 °C puis maintenue à cette température pendant 34 jours.
Comme cela est observé sur les figures 3a et 3b, le modèle prédictif reproduit fidèlement l’évolution du potentiel électrique de chacune des électrodes négative et positive.
De plus, la vitesse de décroissance du potentiel électrique de l’électrode positive est, comme à 25 °C, environ quatre fois plus rapide que celle du potentiel électrique de l’électrode négative.
Le potentiel électrique de l’électrode positive décroît de 21 mV en trente-quatre jours, soit d’environ 0,62 mV par jour, ce qui est environ 1,5 fois plus rapide qu’à 25 °C. De manière similaire, le potentiel électrique de l’électrode négative décroit de 5 mV en 34 jours, soit d’environ 0,15 mV par jour, ce qui est environ 2,5 fois plus rapide qu’à 25 °C.
L’évolution de la masse volumique de l’électrolyte, mesurée et obtenue à partir du modèle prédictif, est illustrée sur la .
Le modèle prédictif ainsi que les mesures expérimentales confirment donc que l’autodécharge est accélérée sous l’effet de la température, puisqu’elle est environ 2,5 fois plus rapide qu’à 25 °C.
Simulation du potentiel électrique des électrodes négative et positive et de l’état de charge d’une la batterie à 4 5 °C.
La température du bain a ensuite été augmentée puis maintenue à 45 °C pendant 16 jours.
Comme cela est observé sur les figures 5a et 5b, le modèle prédictif reproduit fidèlement l’évolution du potentiel électrique de chacune des électrodes négative et positive.
De plus, la vitesse de décroissance du potentiel électrique de l’électrode positive est, comme à 25 °C et à 35 °C, environ quatre fois plus rapide que celle du potentiel électrique de l’électrode négative.
La déjà citée illustre la structure d’un modulateur de phase à cristal liquide (LC-SPM) de type ECB.
La déjà citée illustre le fonctionnement d’un modulateur de phase à cristal liquide de type ECB.
La déjà citée illustre un dispositif LC-SPM hybridé avec une fonction de détection pour la mesure et le contrôle de front d’onde selon l’état de l’art, en perspective.
La déjà citée illustre un dispositif LC-SPM hybridé avec une fonction de détection pour la mesure et le contrôle de front d’onde selon l’état de l’art, de profil.
La illustre un dispositif de modulation de phase selon l’invention.
La illustre les différentes étapes de l’adressage du dispositif selon l’invention.
La illustre un premier mode de réalisation d’une première variante, avec une électrode pixel et une électrode latérale par pixel, et selon le premier mode d’implémentation.
La illustre un deuxième mode de réalisation d’une première variante avec deux électrodes de pixel et deux électrodes latérales par pixel et selon le premier mode d’implémentation.
La illustre un dispositif selon l’invention selon la première variante et avec une électrode de pixel et une électrode latérale par pixel, et selon le deuxième mode d’implémentation.
La illustre un dispositif selon l’invention selon la première variante et avec deux électrodes de pixel et deux électrodes latérales par pixel, et selon le deuxième mode d’implémentation.
La illustre un exemple de design d’un pixel pour l’application des potentiels aux électrodes selon les différentes phases
La illustre un dispositif selon l’invention selon une deuxième variante dans laquelle pour chaque pixel les électrodes de pixel et les électrodes latérales sont confondues.
La illustre la phase d’activation du dispositif selon la deuxième variante de l’invention.
La illustre la phase de relaxation accélérée du dispositif selon la deuxième variante de l’invention.
Le nombre de conduits d’injection secondaires dépend du débit total de gaz oxydant complémentaire injecté, et la paroi inférieure de la conduite peut comporter par exemple entre 1 et 10, de préférence entre 2 et 5, conduits d’injections secondaires par mètre carré. Le ou les conduits d’injection secondaires sont de préférence configurés de manière à former un jet ayant un angle compris entre 0° et 90°, de préférence supérieur à 0° et inférieur à 90°, et plus préférentiellement compris entre 0° (et de préférence supérieur à 0°) et 45°, par rapport à l’axe horizontal dans un plan vertical. Le jet formé est ainsi de préférence dirigé dans l’axe de l’écoulement du mélange gaz/solide dans la conduite, afin de ne pas trop perturber le flux se dirigeant vers la chambre du réacteur d’oxydation cyclonique.
Avantageusement, le ou les conduits d’injection secondaires peuvent être configurés de manière que la vitesse du gaz à la sortie dudit conduit soit comprise entre 5 m/s et 100 m/s, de préférence comprise entre 20 m/s et 40 m/s, pour éviter que des particules solides ne rentrent dans le conduit d’injection secondaire, pour obtenir une bonne dispersion des particules solides et casser les éventuels agglomérats sans créer de l’attrition.
De préférence, la conduite d’arrivée comporte peut avoir une section à l’entrée de la chambre du réacteur telle que la vitesse superficielle du gaz du mélange gaz/solide gazeux sortant de ladite conduite d’arrivée et entrant dans la chambre est comprise entre 5 m/s et 35m/s, et plus préférentiellement comprise entre 15 m/s et 25 m/s, pour avoir de bonnes performances de séparation.
Avantageusement, les aires des sections de la conduite d’arrivée à ses deux extrémités peuvent être égales, et par conséquent les vitesses superficielles de gaz qui y sont rattachés peuvent aussi être égales. De cette manière, il est possible de limiter l’érosion du réacteur cyclonique et l’attrition des particules liée à un impact fort avec les parois du cyclone, qui pourraient se produire si la vitesse du gaz augmentait. Ceci est par exemple possible si la conduite d’arrivée à paroi inférieure inclinée comporte également une paroi latérale verticale inclinée d’un angle β défini dans le plan horizontal, de sorte que les sections aux extrémités aient une même aire, voire que l’aire de la section tout au long de la conduite d’arrivée soit constante. L’angle β peut avoir une valeur absolue comprise entre 5° et 70°, de préférence entre 10° et 50°.
Selon l’invention, le réacteur d’oxydation cyclonique est opéré dans les conditions de température du procédé CLC comme déjà détaillé plus haut. Il est ainsi de préférence formé de matériaux adaptés aux hautes températures rencontrées dans le CLC, typiquement comprises entre 700°C et 1000°C, voire entre 600°C et 1400°C, par exemple, et sans être limitatif, des aciers haute température, comme ceux 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.
Le réacteur d’oxydation cyclonique est bien adapté à la séparation gaz/solide de mélanges gaz/solide comportant des particules solides dont le diamètre moyen des particules est compris entre 20 µm et 1000 µm. En particulier, le réacteur d’oxydation cyclonique est bien adapté à la séparation gaz/solide de mélanges gaz/solide comportant des particules solides de la taille décrit plus pour le porteur d’oxygène, ayant une granulométrie telle que plus de 90 % des particules ont une taille comprise entre 100 µm et 500 µm, de préférence comprise entre 150 µm et 300 µm.
Le réacteur d’oxydation cyclonique est bien adapté à la séparation gaz/solide de mélanges gaz/solide comportant une charge en particules solides de préférence comprise entre 0,1 et 50 pds/pds (poids des particules solides par rapport au poids du gaz).
Selon une ou plusieurs variantes non représentées, l’installation CLC peut comporter plusieurs réacteurs d’oxydation cycloniques configurés pour fonctionner en parallèle, l’oxydation du porteur d’oxygène étant dans ce cas effectuée en parallèle dans les différents réacteurs d’oxydation cycloniques. L’installation CLC comprend alors des moyens de distribution du porteur d’oxygène et d’alimentation en gaz oxydant pour les différents réacteurs d’oxydation cycloniques, ainsi que des moyens de collecte du porteur d’oxygène oxydé issu des différents réacteurs d’oxydation pour le renvoi vers le réacteur de réduction 2000. Un tel schéma permet de répondre à une contrainte sur une dimension maximale d’équipement à respecter ou une contrainte de place pour l’implantation sur site de l’installation CLC.
L’installation CLC selon l’invention, et en particulier le réacteur d’oxydation cyclonique permet de réduire le temps de séjour du porteur d’oxygène dans la boucle « air » (sections où le porteur d’oxygène est au contact de l’air) de moitié par rapport à un schéma classique d’un réacteur air associé à un cyclone, sans qu’il y ait de baisse de performances.
Par ailleurs, l’installation CLC selon l’invention est plus compacte comparativement au schéma classique du CLC tel que représenté à la , et les couts d’investissements (CAPEX) peuvent être moins élevés du fait de l’économie d’équipements.
Un avantage lié à l’invention réside également dans la transformation possible d’unité de combustion industrielles existantes, comportant typiquement une chaudière qui peut être transformée en réacteur fuel et équipée d’un réacteur d’oxydation cyclonique tel que décrit pour former une installation CLC.
Selon une ou plusieurs variantes non représentées, l’installation CLC comporte plusieurs réacteurs d’oxydation cycloniques configurés pour fonctionner en série. Des exemples sont illustrés aux figures 3 et 4 et décrits ci-dessous.
La représente une installation CLC selon un ou plusieurs modes de réalisation de la présente invention, ainsi que son fonctionnement, comprenant deux réacteurs d’oxydation cycloniques successifs. L’installation CLC et son fonctionnement sont en tout point identiques à ce qui a été décrit en relation avec la , à l’exception de la partie oxydation du porteur d’oxygène qui est détaillée ci-dessous. Néanmoins, le principe de l’oxydation du porteur d’oxygène, la nature des réactifs, les conditions de température, la structure du réacteur d’oxydation cyclonique, les matériaux utilisés pour les réacteurs, sont identiques à ceux décrits en relation avec la , et ne sont pas répétés ici.
Selon ce ou ces modes de réalisation, l’installation et le procédé CLC comprennent une oxydation étagée : la réaction d’oxydation du porteur d’oxygène est décomposée en n étapes successives, par exemple en deux étapes mettant chacune en œuvre un réacteur d’oxydation cyclonique dédié, les deux réacteurs d’oxydation cyclonique fonctionnant en série, comme représenté à la .
A chacune de ces étapes d’oxydation, le porteur d’oxygène est mélangé avec un gaz oxydant et entraîné par un débit de gaz oxydant équivalent à 1/n du débit de gaz oxydant nécessaire à l’oxydation complète du porteur d’oxygène.
Le flux de porteur d’oxygène réduit 400 est introduit dans la conduite d’arrivée d’un premier réacteur d’oxydation cyclonique 3201 où il est mélangé avec un premier flux de gaz oxydant 130, dont il résulte un premier mélange gaz/solide 131 qui est introduit dans le premier réacteur d’oxydation cyclonique 3201, fonctionnement de manière identique à ce qui a été décrit en relation avec la , si ce n’est que le porteur d’oxygène séparé évacué dudit premier réacteur est partiellement oxydé et que son oxydation est complétée dans un deuxième réacteur d’oxydation cyclonique 3202. De l’opération du premier réacteur d’oxydation cyclonique 3201, il résulte un flux de gaz oxydant appauvri 140 évacué par une conduite de sortie au sommet de la chambre du premier réacteur 3201, et un flux de porteur d’oxygène partiellement oxydé 401 évacué par la conduite d’évacuation du premier réacteur 3201. Le flux de porteur d’oxygène partiellement oxydé 401 est envoyé dans la conduite d’arrivée du deuxième réacteur cyclonique 3202 où il est mélangé avec un deuxième flux de gaz oxydant 150 pour former un deuxième mélange gaz-solide 151 qui est introduit dans le deuxième réacteur d’oxydation cyclonique 3202. L’oxydation du porteur est alors complétée au sein de la chambre de ce second réacteur d’oxydation cyclonique 3202, d’où il résulte un deuxième flux de gaz appauvri 160 évacué par une conduite de sortie au sommet de la chambre du deuxième réacteur 3202, et un flux de porteur d’oxygène oxydé 102 évacué par la conduite d’évacuation du deuxième réacteur 3202, à destination du réacteur de réduction 2000.