INPI-France/Brevets-Francais-2024-Chunked huggingface dataset:
Toutefois, une telle solution impose un volume supplémentaire sur le moteur dans un environnement particulièrement contraint entre les différents éléments du moteur et la zone vide d’éléments mécaniques à l’intérieur du véhicule pour garantir la sécurité des piétons en cas de choc avec le véhicule. De plus, cette solution ne permet pas de refroidir les injecteurs.
Une autre solution existante consiste à injecter lors des phases de carburation au gaz la quantité d’essence nécessaire et suffisante pour refroidir le système de carburation de type IDE. Le carburant brûlé dans la chambre de combustion à chaque cycle est alors un mélange de gaz et d’essence.
Un tel procédé est décrit dans la demande de brevet FR2009671 de la demanderesse. Selon ce procédé, un premier injecteur est adapté à l’injection indirecte d’un carburant gazeux de type GPL par exemple, et un deuxième injecteur est adapté à l’injection directe d’un carburant liquide de type essence par exemple. L’inconvénient de cette solution est qu’elle entraîne une surconsommation d’essence, lorsque le moteur fonctionne au gaz et que la température du système de carburation de type IDE est trop élevée.
Le document US 20090320774 divulgue un procédé de pilotage de moteur à combustion interne pouvant fonctionner avec du carburant liquide ou gazeux, qui prévoit, lors du fonctionnement du moteur au gaz, de refroidir avec du carburant liquide un composant chargé thermiquement du moteur, par exemple la buse de l’injecteur. Ce procédé présente l’inconvénient d’augmenter la consommation d’essence.
La demande de brevet FR 2109201 de la demanderesse divulgue une pompe à haute pression comprenant une sortie de carburant liquide à basse pression reliée à la chambre basse pression et configurée pour créer un débit continu de carburant liquide au travers du clapet d’entrée et de la chambre à basse pression pendant le fonctionnement du moteur avec le carburant gazeux. Ce débit continu permet de refroidir la pompe à haute pression mais pas les injecteurs de carburant.
Une solution existante (« The new Audi 2.0l g-tron – another step for the sustainable mobility of the future » - AUDI, Internationales Wiener Motorensymposium 2017) consiste à refroidir la pompe à haute pression par l’intermédiaire d’une cale contenant une chambre de liquide de refroidissement entre le moteur et la semelle de la pompe à haute pression. Avec ou sans cale, cette solution présente plusieurs inconvénients. Surélever la pompe à haute pression par rapport à sa position d’origine sur le moteur sur lequel est installée la double carburation, est contraire à la règlementation, car cela correspond à faire pénétrer un élément mécanique dans la zone de sécurité réservée à la protection des piétons en cas de choc. Cette solution nécessite également l’installation d’un circuit d’alimentation de liquide de refroidissement, alimenté depuis une partie froide du circuit de refroidissement du moteur éloignée de la pompe à haute pression, et qui traverse le compartiment moteur dont l’architecture est déjà très contrainte. Enfin, cette solution ne permet pas de refroidir les injecteurs.
Au vu de ce qui précède, le but de l’invention est de proposer un système d’alimentation à haute pression pour système d’injection de carburant pour moteur fonctionnant à double carburation qui n’augmente pas la consommation d’essence, qui refroidit à la fois la pompe à haute pression et les injecteurs, et qui augmente le moins possible le volume utilisé par la pompe à haute pression.
L’invention a pour objet un système d’alimentation à haute pression pour l’injection directe de carburant liquide dans un moteur à combustion interne à bicarburation d’un véhicule automobile configuré pour brûler un carburant liquide et un carburant gazeux.
Le système d’alimentation comprend une pompe à haute pression destinée à être alimentée en carburant par un circuit à basse pression et alimentant des injecteurs. Il est caractérisé en ce qu’il comprend en aval des injecteurs au moins un circuit de retour vers le circuit à basse pression.
La réaction d’hydrosilylation de composés alcènes est typiquement réalisée par catalyse, à l’aide de catalyseurs métalliques ou organométalliques. Actuellement, le catalyseur approprié pour cette réaction est un catalyseur au platine. Ainsi, la plupart des procédés industriels d’hydrosilylation, en particulier d’alcènes, sont catalysées par l’acide hexachloroplatinique de Speier ou par le complexe de Pt(0) de Karstedt de formule générale Pt 2 (divinyltétraméthyldisiloxane) 3 (ou en abrégé Pt 2 (DVTMS) 3 ).
En 1966, dans le brevet américain US 3,271,362, le problème du remplacement de l’acide chloroplatinique comme catalyseur d’hydrosilylation était déjà évoqué. Les inventeurs de ce brevet proposaient l’utilisation d’un catalyseur métallique carbonylé choisi dans le groupe constitué par le cyclopentadiényle dicarbonyle de cobalt [C 5 H 5 Co(CO) 2 ], le décacarbonyle de dimanganèse [Mn 2 (CO) 10 ] et l’octacarbonyle de dicobalt [Co 2 (CO) 8 ]. Dans le seul mode de réalisation mettant en œuvre le décacarbonyle de dimanganèse, la réaction est conduite à 125°C et aucune indication précise n’est donnée sur le rendement de la réaction et la nature des produits de polyaddition.
En 2021, Dong et al. décrit dans une publication scientifique (« Manganese-catalysed divergent silylation of alkenes », Nature Chemistry volume 13, pages 182-190 (2021)) un catalyseur à base de manganèse pour la déshydrosilylation et l’hydrosilylation d’alcène. Mn 2 (CO) 10 est utilisé comme précurseur métallique et doit être associé à un ligand, de préférence un ligand JackiePhos pour favoriser la réaction d’hydrosilylation. La réaction est conduite à 120°C.
Le décacarbonyle de dimanganèse a par ailleurs été décrit comme catalyseur dans d’autres réactions. On peut citer par exemple la publication scientifique de Liang et al (« Visible-Light-Initiated Manganese-Catalyzed E-Selective Hydrosilylation and Hydrogermylation of Alkyne », Org. Lett. 2019, 21, 8, 2750–2754), qui décrit l’utilisation de 10 mol.% de Mn 2 (CO) 10 comme photocatalyseur de la réaction d’hydrosilylation d’alcynes. A l’inverse des alcènes, les alcynes ne peuvent pas subir de déshydrosilylation.
C’est dans ce contexte que les inventeurs ont cherché un procédé plus efficace d’hydrosilylation de composés alcènes. Avantageusement, on souhaite que la réaction soit rapide et à température modérée, de préférence à température ambiante. De plus, on souhaite que la réaction d’hydrosilylation soit sélective, que les réactions de déshydrosilylation et/ou d’isomérisation du composé alcène soient réduites voire négligeables. Enfin, on souhaite que le catalyseur contienne un élément chimique abondant, peu couteux et non toxique.
De façon inattendue, les inventeurs ont découvert que la réaction d’hydrosilylation d’alcènes monosubstitués pouvaient être photocatalysée dans des conditions douces par des complexes de carbonyle de manganèse, avec d’excellents rendements et une excellente sélectivité. En particulier, cette réaction photocatalysée ne produit pas ou peu de produits de déshydrosilylation et/ou d’isomérisation du composé alcène monosubstitué.
La présente invention a pour objet un procédé d’hydrosilylation d’un composé insaturé (A) comprenant au moins une fonction alcène monosubstitué, avec un composé (B) comprenant au moins une fonction hydrogénosilyle, ledit procédé comprenant l’étape consistant à soumettre ledit composé insaturé (A) et ledit composé (B) à une irradiation en présence d’un photocatalyseur (C) consistant en un carbonyle de manganèse.
La présente invention a également pour objet l’utilisation d’un carbonyle de manganèse comme photocatalyseur d’une réaction d’hydrosilylation d’un composé insaturé (A) comprenant au moins une fonction alcène monosubstitué, avec un composé (B) comprenant au moins une fonction hydrogénosilyle.
Description détaillée de l’invention Sauf indication contraire, toutes les viscosités des huiles silicones dont il est question dans le présent document correspondent à une grandeur de viscosité dynamique à 25°C dite « Newtonienne », c’est-à-dire la viscosité dynamique qui est mesurée, de manière connue en soi, avec un viscosimètre Brookfield à un gradient de vitesse de cisaillement suffisamment faible pour que la viscosité mesurée soit indépendante du gradient de vitesse.
En sortie des sommateurs 41, le régulateur 4 comporte une ligne sur laquelle circule l’écart entre le courant quadratique de consigne I # q’ et le courant quadratique de retour Iq ainsi que sur une autre ligne le courant direct de consigne I # d’ et le courant direct de retour Id. Les deux lignes sont représentées par une seule ligne. Le régulateur de courant 4 comprend un bloc de régulateurs de courant PI (proportionnel intégral) 42 reliées aux lignes d’écart et délivrant la consigne de tension V # dq comprenant des tensions quadratiques et des tensions directs.
Le dispositif de commande 2 comprend en outre de la boucle de régulation R un estimateur d’angle adaptatif 6 en boucle fermé, pour estimer une valeur de position angulaire estimée du rotor , en particulier du démarrage de la machine électrique (vitesse de rotation du rotor = 0) à la vitesse prédéterminée seuil. La boucle de régulation R peut comprendre un estimateur d’angle selon la force électromotrice non représenté, lequel est utilisé alors au-delà de la vitesse prédéterminée.
Dans cet exemple de ce mode de réalisation, la vitesse est la vitesse électrique (volts/s) mais pourrait être la vitesse de rotation du rotor. La vitesse prédéterminée seuil est par exemple, la vitesse nécessaire pour le fonctionnement de l’estimateur d’angle selon la force électromotrice. Par exemple la vitesse prédéterminée seuil est une vitesse électrique correspondant à une valeur de vitesse de rotation du rotor à 500tr/min. Un angle électrique = angle mécanique du rotor multiplié par le nombre de pair de pôle.
L’estimateur d’angle adaptatif 6, représenté en détail sur la , en boucle fermé comprend un premier calculateur de flux statorique 61. Le premier calculateur de flux statorique 61 comprend deux blocs de calcul pour calculer un flux quadratique statorique de référence λq calculé à partir de valeur mesurée et de constante prédéterminée et un flux statorique quadratique adaptatif λqv différent du flux quadratique statorique de référence λq en ce qu’il est dépendant en outre de la tension de consigne V#dq calculée.
Le premier calculateur de flux statorique 61 comprend donc un premier bloc de calcul, 611 du flux quadratique statorique de référence λq en fonction du courant quadratique de retour I q . En particulier dans cet exemple de ce mode de réalisation, le flux quadratique statorique de référence λq est calculé selon la formule : L q I q dans lequel L q est l’inductance statorique sur l’axe q. Dans cet exemple, l’inductance statorique L q est une valeur prédéterminée, ici on suppose que la variation des inductances en fonction du courant est négligeable, c’est-à-dire que le stator ne présente pas de saturation magnétique (inductance qui chute fortement quand le courant statorique augmente en amplitude). Les inductances sont considérées comme des inductances apparentes (donc quasi constante pour un point de courant donné) ou le lien entre le flux et le courant reste linéaire via cette inductance : L = flux/courant une droite croissante.
Le premier calculateur de flux statorique 61 comprend donc aussi un deuxième bloc de calcul 612 du flux statorique quadratique adaptatif λqv, qui peut aussi être appelé observateur de flux adaptatif, à partir de la consigne de tension V# dq , du courant quadratique de retour I q , du courant direct de retour I d , et de la vitesse électrique calculée estimée elec .
En particulier dans cet exemple de ce mode de réalisation, le flux statorique quadratique adaptatif λqv est calculé par l’intégrale de la formule suivant :
et en ce que K est une matrice de gain positif.
et sont les composantes direct et quadratique de l’erreur en courants avec
Le premier calculateur de flux statorique 61 a pour rôle de permettre d’ obtenir des valeurs du flux quadratique de référence λ q qui a pour variable des courants de retour qui est fonction de courant mesuré et d’une position angulaire estimé, et le flux statorique quadratique adaptatif λqv qui a en outre comme variable la consigne de tension V # dq et la vitesse électrique calculée afin de les différentier pour permettre ainsi d’identifier une erreur d’estimation de positionnement.
L’estimateur d’angle adaptatif 6, comprend donc un deuxième calculateur 62 d’une vitesse électrique estimée elec en fonction de la comparaison du flux statorique quadratique adapatif λq et du flux statorique quadratique de référence λq. Le deuxième calculateur 62 comprend donc un comparateur 620 comprenant en l’occurrence dans cet exemple en entrée négative, le flux statorique quadratique de référence λq et en positif le flux statorique quadratique adapatif λq et en sortie, une valeur de comparaison ε représentant la différence entre les deux flux calculés. Le deuxième calculateur 62 comprend en outre une boucle à phase asservie 621, (en anglais, phase-locked loop, ou PLL) permettant à partir de la valeur de comparaison entre le flux quadratique statorique de référence et le flux statorique quadratique adaptatif, de calculer une valeur de vitesse électrique estimée elec .
L’estimateur d’angle adaptatif 6 comprend en outre un troisième calculateur permettant à partir des valeurs de vitesse électrique estimées elec, le calcul de la position électrique d’une valeur de position angulaire estimée du rotor . La valeur de position angulaire estimée du rotor étant transmise à l’unité de calcul 5. La valeur de position angulaire estimée du rotor est estimée à chaque instant t en fonction de l’intégrale des valeurs de vitesse électrique estimées elec.
Le dispositif de commande 2 comprend en outre un modificateur 7 d’un courant direct de consigne I # d d’un courant de consigne I # dq reçu par une entrée. Le modificateur 7 permet ainsi du démarrage à la vitesse la vitesse prédéterminée seuil de modifier le courant direct de consigne I # d en un courant direct de consigne pour régulateur I # d’ non nulle transmis dans au régulateur de courant. En particulier le modificateur 7 comprend un comparateur 70 de la valeur absolue de la vitesse électrique estimée elec reçue par l’estimateur d’angle adaptatif 6 avec la vitesse prédéterminée seuil. Si la vitesse électrique estimée elec est inférieure à la vitesse prédéterminée seuil, le modificateur 7 comprend un bloc de calcul 71 calculant le courant direct de consigne pour régulateur I # d’ ayant une valeur non nulle et le transmet au régulateur de courant 4. En l’occurrence, dans cet exemple, le bloc de calcul 71 calcule le courant direct de consigne pour régulateur I # d’ égal au signe de la vitesse électrique estimé elec (pour déterminer le sens de rotation du rotor) multiplié par un le maximum de deux termes qui sont les suivants :
Le premier terme, noté , constitue une proportion de la composante quadratique de consigne de courant.
Cette masse élevée du module photovoltaïque 1 provient principalement de la présence du verre épais, avec une épaisseur d’environ 3 mm, pour former la face avant 2, la densité du verre étant en effet élevée, de l’ordre de 2,5 kg/m²/mm d’épaisseur, et du cadre aluminium. Pour pouvoir résister aux contraintes lors de la fabrication et également pour des raisons de sécurité, par exemple du fait du risque de coupure, le verre est trempé. Or, l’infrastructure industrielle de la trempe thermique est configurée pour traiter du verre d’au moins 3 mm d’épaisseur. En outre, le choix d’avoir une épaisseur de verre d’environ 3 mm est également lié à une résistance mécanique à la pression normée de 5,4 kPa. En définitif, le verre représente ainsi à lui seul pratiquement 70 % de la masse du module photovoltaïque 1, et plus de 80 % avec le cadre en aluminium autour du module photovoltaïque 1.
Aussi, afin d’obtenir une réduction significative de la masse d’un module photovoltaïque pour permettre son utilisation dans de nouvelles applications exigeantes en termes de légèreté et de mise en forme, il existe un besoin pour trouver une solution alternative à l’utilisation d’un verre épais en face avant du module, par de nouveaux matériaux plastiques ou composites avec pour but premier la diminution importante de la masse surfacique.
Ainsi, des feuilles de polymères, comme le polycarbonate (PC), le polyméthacrylate de méthyle (PMMA), le polyfluorure de vinylidène (PVDF), l’éthylène tétrafluoroéthylène (ETFE), l’éthylène chlorotrifluoroéthylène (ECTFE), ou l’éthylène propylène fluoré (FEP), peuvent représenter une alternative au verre. Cependant, lorsque seul le remplacement du verre par une telle feuille mince de polymères est envisagé, la cellule photovoltaïque devient très vulnérable au choc, à la charge mécanique et aux dilatations différentielles.
Une alternative est l’utilisation de matériaux composites à base de fibres de renfort en face avant, en remplacement du verre standard. Le gain de masse peut être significativement important en dépit d’une moins bonne transparence.
Le remplacement du verre en face avant des modules photovoltaïques a fait l’objet de plusieurs brevets ou demandes de brevet dans l’art antérieur. On peut ainsi citer à ce titre la demande de brevet FR2955051A1, la demande de brevet américain US2005/0178428A1 ou encore les demandes internationales WO2008/019229A2 et WO2012/140585A1. D’autres brevets ou demandes de brevet ont décrit l’utilisation de matériaux composites, comme par exemple la demande de brevet européen EP2863443A1, ou encore les demandes internationales WO2018/076525A1, WO2019/006764A1 et WO2019/006765A1.
Toutefois, aucune de ces solutions actuellement connues ne permet de parvenir à la fabrication d’un module photovoltaïque qui soit, outre le fait d’être léger (donc sans verre) et résistant comme l’exigent les besoins des applications pratiques et les normes administratives, conformé suivant une forme gauche, en particulier conformé typiquement avec une courbure qui peut être identique ou différente selon deux axes distincts d’un repère associé au module photovoltaïque, et de surcroit réalisée de manière simple, rapide, efficace et économique, et idéalement en utilisant uniquement des matières recyclables.
Objet de l’invention L’invention a donc pour but de remédier au moins partiellement aux besoins mentionnés précédemment et aux inconvénients relatifs aux réalisations de l’art antérieur.
L’invention a ainsi pour objet, selon l’un de ses aspects, un procédé de fabrication d’un module photovoltaïque (10), comprenant les étapes suivantes :
E1) fourniture d’une première couche ayant une forme gauche, transparente et destinée à former une face avant du module photovoltaïque destinée à recevoir un flux lumineux,
E2) fabrication d’une deuxième couche ayant une forme gauche et destinée à former une face arrière du module photovoltaïque,
E3) mise en place d’un empilement dans un moule d’assemblage, mise en œuvre après les étapes E1 et E2, dans laquelle :
i. l’empilement comprend la première couche, une pluralité de cellules photovoltaïques disposées côte à côte et reliées électriquement entre elles, la deuxième couche et au moins un matériau d’encapsulation, l’empilement étant tel que l’au moins un matériau d’encapsulation et la pluralité de cellules photovoltaïques sont situés entre les première et deuxième couches,
ii. et le moule d’assemblage a une aptitude à occuper une configuration de fermeture et comprend une première partie de moule rigide délimitant une première empreinte de forme gauche complémentaire de la forme gauche de la première couche et une deuxième partie de moule rigide délimitant une deuxième empreinte de forme gauche complémentaire de la forme gauche de la deuxième couche, la première partie de moule et la deuxième partie de moule étant telles que, dans la configuration de fermeture du moule d’assemblage, la première partie de moule et la deuxième partie de moule sont espacées d’un entrefer prédéterminé et délimitent entre elles une cavité apte à recevoir l’empilement,
E4) assemblage, mise en œuvre après l’étape E3, dans laquelle la configuration de fermeture du moule d’assemblage étant adoptée, la température au sein de l’empilement est maintenue à une température fonctionnelle comprise entre 70°C et 180°C, et de préférence entre 80°C et 150°C, pendant une période d’assemblage adaptée en fonction de l’au moins un matériau d’encapsulation pour que l’au moins un matériau d’encapsulation subisse une fusion au moins partiellement et créer un ensemble encapsulant apte à adhérer d’une part à la pluralité de cellules photovoltaïques et d’autre part à la première couche et/ou à la deuxième couche.
Selon un mode de réalisation, la première couche est formée dans un matériau thermoplastique.
Dans une première opération, une information représentative d’une vitesse de consigne pour le système de régulation de vitesse est reçue. Cette information correspond par exemple à une valeur de vitesse en m.s -1 réglée, paramétrée ou entrée par le conducteur du véhicule 10 via une IHM, par exemple une manette de contrôle du système de régulation de vitesse, une IHM graphique affiché sur un écran, par exemple tactile, embarqué dans le véhicule ou par commande vocale.
Dans une deuxième opération, la vitesse (par exemple la vitesse longitudinale Vx du véhicule 10 selon l’axe longitudinal X d’un repère X,Y associé au véhicule 10, l’axe longitudinal correspondant à l’axe dans le sens de déplacement du véhicule 10) du véhicule 10 est déterminée ou reçue, par exemple d’un capteur de vitesse de type odomètre.
Dans une troisième opération, la différence, notée DV, entre la vitesse de consigne obtenue à la première opération et la vitesse du véhicule 10 obtenue à la deuxième opération est déterminée ou calculée. A un instant courant ‘t’, la différence DV est ainsi déterminé en fonction de la vitesse de consigne et de la vitesse mesurée ou obtenue à cet instant ‘t’.
La différence de vitesse DV est obtenue à partir de l’équation suivante :
DV = V cons – V cour ,
Avec V cons correspondant à la vitesse de consigne et V cour à la vitesse courante du véhicule mesurée ou obtenue à un instant courant ‘t’.
La différence DV est par exemple stockée dans une mémoire associée au calculateur mettant en œuvre le processus, par exemple de manière transitoire.
Dans une quatrième opération, un paramètre du système de régulation de vitesse représentatif d’une valeur d’accélération maximale, noté A max (DV), est déterminé ou calculé en fonction d’un signe de la différence DV, de la valeur absolue de la différence DV, d’une valeur de secousse déterminée, notée j0, et d’un coefficient constant déterminé, noté k.
Selon un mode de réalisation particulier, le paramètre A max (DV) augmente avec la différence de vitesse DV, avec par exemple une limite inférieure, notée A inf , et une limite supérieure, notée A sup . Le paramètre A max (DV) est selon une fonction monotone croissante de la différence DV entre la vitesse de consigne et la vitesse du véhicule 10.
La représente un exemple de fonction 21 entre le paramètre A max (DV) (noté A max en ordonné du diagramme 2, en m.s -2 ) et la différence entre la vitesse de consigne et la vitesse du véhicule 10 (notée DV en abscisse du diagramme 2, en m.s -1 ).
Selon l’exemple particulier de la , le paramètre n’est représenté que pour des valeurs positives d’accélération. Selon cet exemple, A max = 0 pour une une différence DV = 0, puis A max augmente selon une fonction strictement croissante déterminée avec DV pour DV compris entre 0 et un premier seuil égal par exemple à 13.8 m.s -1 (soit 50 km/h), A max atteignant une limite supérieure A sup qui est par exemple égale à 1.5 m.s -2 . Pour toute valeur de DV supérieure au premier seuil, A max est constante et reste égale à la valeur de A sup , par exemple 1.5 m.s -2 .