INPI-France/Brevets-Francais-2024-Chunked huggingface dataset:
L’une des problématiques observées dans les échangeurs de chaleur pour les différentes applications susmentionnées est la génération des pertes de charge supplémentaires côté air (ou gaz) puisqu’ils perturbent l’écoulement. Cela a pour effet d’augmenter la consommation de carburant spécifique (SFC) de la turbomachine et d’impacter négativement la performance de la turbomachine.
Les exemples d’échangeurs de chaleur décrits dans les brevets FR-B1-3096444 et FR-B1-3096409 au nom de la demanderesse, ont été proposés pour améliorer leurs performances, notamment aérothermiques. Un de ces échangeurs de chaleur représenté sur la comprend une paroi de ralentissement Pr du flux d’air entrant dans les ailettes A1 et une paroi d’accélération Pa du flux d’air sortant des ailettes. Pour avoir un ralentissement important, le rapport entre la section hi à l’entrée de la paroi de ralentissement Pr et la hauteur he des ailettes A1, et le rapport entre la section de sortie hs des parois d’accélération Pa et la hauteur he des ailettes A1 doivent être tous deux élevés. Cependant, avec une telle paroi de ralentissement Pr, un risque de décollement peut apparaître dans la zone B si l’air entrant dans l’échangeur de chaleur est mal réparti. Un risque de décollement de la couche limite pariétale pourrait également apparaître au niveau des surfaces externes des parois de ralentissement et d’accélération qui sont en contact direct avec le flux d’air F2 contournant l’échangeur de chaleur (le flux d’air F2 étant à Mach élevé (environ 0.5 à 0.8 en croisière)), et notamment au niveau des zones A et C. Tous ces risques de décollement peuvent augmenter la perte de charge totale. Par ailleurs, une longueur trop importante des parois de ralentissement et d’accélération pour, par exemple, assurer un écoulement homogène, pourrait impacter la taille de l’échangeur de chaleur.
L’objectif de la présente invention est de fournir un échangeur de chaleur permettant une meilleure optimisation des performances aérothermiques tout en réduisant les pertes de charge et en évitant d’impacter la masse considérablement.
Nous parvenons à cet objectif conformément à l’invention grâce à un échangeur de chaleur pour une turbomachine, notamment d’aéronef, d’axe longitudinal, l’échangeur de chaleur comportant :
une paroi de support s’étendant suivant une première direction, une pluralité d’ailettes s’élevant chacune suivant une deuxième direction depuis une surface externe de la paroi de support, les ailettes étant destinées à être balayées par un flux d’air suivant la première direction, une première paroi profilée disposée en amont des ailettes et configurée de manière à guider et ralentir le flux d’air entrant dans l’échangeur de chaleur, une deuxième paroi profilée disposée en aval des ailettes et configurée de manière à accélérer le flux d’air sortant de l’échangeur de chaleur, et un panneau profilé recouvrant les ailettes, le panneau profilé s’étendant suivant la première direction entre la première paroi et la deuxième paroi auxquelles celui-ci est fixé,
l’échangeur de chaleur comprenant un système de diffusion d’air comprenant un dispositif d’admission d’air configuré de manière à ralentir le flux d’air dans une troisième direction, le dispositif comportant plusieurs ouvertures d’admission d’air distinctes qui sont agencées en amont des ailettes suivant la première direction et qui sont réparties suivant la troisième direction.
Ainsi, cette solution permet d’atteindre l’objectif susmentionné. En particulier, en installant une première paroi en amont et un dispositif d’admission d’air d’un système de diffusion avec une pluralité d’ouvertures faisant office de prise d’air à l’entrée de l’échangeur de chaleur, l’écoulement d’air est doublement ralenti grâce à la variation de la section d’une part, dans la deuxième direction (radialement) et d’autre part, dans la direction azimutale. Le fait de ralentir la vitesse de l’écoulement en entrée de l’échangeur de chaleur permet en particulier de minimiser la perte de charge (voire la supprimer) et même de générer de la poussée dans certaines phases de vol de l’aéronef. Ce phénomène est connu sous « l’Effet Meredith ») et permet d’améliorer nettement les performances aérothermiques de l’échangeur de chaleur. En effet, la deuxième paroi en aval et la chaleur et l’énergie thermique rapportée au flux d’air accélère davantage le flux d’air en sortie en sortie de l’échangeur de chaleur. La perte de charge diminue jusqu’à disparaître à une vitesse praticable au-delà de laquelle l’échangeur contribue à la propulsion. L’effet Meredith est un phénomène physique par lequel la traînée causée par un échangeur de chaleur réchauffant l’air est compensée par une conception appropriée du canal de l’échangeur de chaleur (dispositif divergent/échangeur/convergent) capable de générer une poussée plus utile. L’effet Meredith est d’autant plus tangible que la vitesse de l’aéronef augmente. Afin d’avoir une trainée nulle et éventuellement pour générer de la poussée par l’échangeur de chaleur dans certaines phases de vol, le facteur de ralentissement doit être supérieur à 6. Le présent échangeur de chaleur est à forte performance aérodynamique et à fort ralentissement dans un encombrement limité, celui-ci répond alors aux conditions de facteur de ralentissement et de l’Effet Meredith.
- la première paroi présente une première extrémité formant une entrée d’air avec la paroi de support, le dispositif d’admission d’air étant situé en amont du plan dans lequel est définie l’entrée d’air.
- la première paroi présente une première extrémité reliée à la paroi de support, le dispositif d’admission d’air étant situé en aval du plan dans lequel est définie la première extrémité, les ouvertures d’admission d’air étant formées dans la première paroi et étant agencées à une distance prédéterminée de la première extrémité de la première paroi.
Les dents d'arbre à cames ne sont pas situées à la position théorique. Une différence se produit toujours, en raison des tolérances mécaniques. Un apprentissage est effectué pour le compenser par des stratégies logicielles.
La stratégie consiste à vérifier l'état d’un actionneur de distribution variable. Lorsqu'il est verrouillé, la position des dents est acquise, une valeur moyenne est calculée, et le résultat est l'apprentissage.
Si la stabilité n'est pas atteinte durant l'apprentissage, cela signifie que l’actionneur était en mouvement, donc le résultat est rejeté.
Lorsque la différence entre deux apprentissages consécutifs est supérieure à un seuil (par exemple 20°CRK, c’est-à-dire 20° d’angle vilebrequin), cela signifie qu'un saut de chaîne de distribution s’est produit, il faut donc inhiber la distribution variable afin de protéger le moteur, la soupape pouvant toucher le piston. Selon le nombre de dents du vilebrequin utilisé, le seuil peut varier : 18 dents impliquent un saut de 20°CRK (en considérant 360° pour 18 dents de vilebrequin soit 360/18 = 20°).
Problème technique restant posé De nos jours, de plus en plus d'actionneurs de distribution variable électriques sont intégrés aux moteurs.
Il peut arriver que le moteur électrique de l'actionneur de distribution variable soit en panne et que la distribution variable soit bloquée dans une position non-verrouillée.
La stabilité est atteinte, et un faux diagnostic de saut de chaîne sur l’arbre à cames sera détecté à tort.
Le problème de saut de chaîne de distribution ne peut pas être résolu de manière autonome. En effet, soit le vilebrequin accélère trop vite, et la chaîne ne s’engrène pas correctement avec son pignon ; soit un arbre à cames résiste trop, et la chaîne ripe sur ce pignon. Cette chaîne de distribution ne peut pas revenir en position correcte sans l'aide d'un réparateur. La lampe de dysfonctionnement s'allumera alors qu'elle ne devrait pas.
Cependant, le problème de blocage pourrait être résolu au moyen d’un interrupteur marche/arrêt de l'alimentation de l'actionneur de distribution variable.
De plus, le diagnostic n'est effectué que lorsqu’un processus d'adaptation est en cours, c'est-à-dire lorsque l’actionneur de distribution variable est en position verrouillée, donc potentiellement longtemps après que le saut de chaîne se soit produit.
L’invention permet de distinguer un vrai saut de chaîne sur l’arbre à cames d'une distribution variable bloquée.
Elle permet également de compenser le saut de chaîne afin de ne pas détruire le moteur.
Elle permet en outre de déterminer s’il y a eu une autoréparation d’un actionneur de distribution variable préalablement bloqué.
A cet effet, l’invention concerne un système de contrôle de distribution variable pour un système mécanique de véhicule automobile qui comprend un ou plusieurs arbres à cames connectés à un vilebrequin ainsi qu’un ou plusieurs actionneurs de distribution variable, le système de contrôle comprenant : - un module d’apprentissage de position pour des positions de dents d’arbres à cames pour des cibles d’arbres à cames,
- un module d’estimation de décalage pour déterminer si l’actionneur de distribution variable est dans une position stable de consigne pendant un temps donné,
- un module de comparaison d’apprentissages pour déterminer si un nouvel apprentissage de position est décalé par rapport à un ancien apprentissage de position d’un angle de décalage supérieur à un angle de saut de chaîne, dans l’hypothèse où l’actionneur de distribution variable est dans la position stable,
Un exemple de chaîne 20 de réception en aval de l’antenne 2 dans une station est décrit ci-dessous en référence à la . La station incorpore une chaîne radiofréquence 20 entre l’antenne 2 et le calculateur 3. Dans l’étape E2, le signal radiofréquence X(t) en sortie de l’antenne 2 est numérisé à l’extrémité de la chaine 20 de réception radiofréquence. Classiquement, cette chaîne de réception 20 comprend un filtre hyperfréquence qui sélectionne la bande utile, un amplificateur faible bruit (LNA, en anglais : Low Noise Amplifier) qui renforce le signal à une puissance suffisante, suivi d’un convertisseur abaisseur de fréquence amenant la bande d’intérêt dans une bande intermédiaire où le signal est enfin échantillonné et numérisé par un convertisseur analogique-numérique ( en anglais ADC = Analogue to Digital Converter) travaillant à la fréquence d’échantillonnage f e . On obtient alors une séquence X(n) d’échantillons à l’indice n, acquis aux instant n/f e . De façon alternative à ce schéma monovoie représenté à la , le signal préamplifié peut aussi être divisé en plusieurs voies d’indice x sur lesquelles on traite des sous-bandes W x ayant chacune sa chaîne d’acquisition. On dispose alors un convertisseur de fréquence puis un numériseur sur chaque voie ce qui permet d’augmenter la bande instantanée traitée. On peut sinon n’avoir qu’un numériseur et commuter alternativement chaque sous-bande W x sur son entrée, mais cette architecture moins onéreuse augmente en contrepartie le temps nécessaire pour procéder à une acquisition.
Il est ensuite effectué un enregistrement du signal numérisé X(n). L’enregistrement du signal brut peut être conservé si besoin, le temps voulu, selon la capacité mémoire.
Dans la pratique, l’antenne 2 est en général une antenne parabolique dont un bord extérieur 23 délimite un diamètre 24 d’ouverture. L’antenne 2 n’est pas une antenne parfaite présentant un faisceau infiniment fin. Aussi, elle ne collecte pas que le signal issu de son axe de visée 21 mais une multitude de contributions venant de diverses directions qui sont pondérées selon son diagramme de rayonnement à la fréquence considérée. Le diagramme de rayonnement à la fréquence f, dont un exemple est donné à la , présente un lobe principal, de largeur θ, qui concentre la plus grande contribution de puissance autour de l’axe de l’antenne aligné sur l’axe de visée 21. Les lobes secondaires collectent plus faiblement du signal provenant de directions plus éloignées de l’axe de visée 21. Pour un satellite S émettant une PIRE (puissance isotrope rayonnée équivalente) Pe depuis la direction d’angle γ, déterminé par son azimut et son élévation, la puissance reçue par l’antenne pointée à un axe de visée β, déterminé également par son azimut et son élévation, vaut Pr = Pl.Pe.D(γ-β, f), où Pl est la perte d’espace libre qui vaut (λ/4πd)² avec λ la longueur d’onde et d la distance du satellite. Ici, la soustraction d’angle doit se comprendre au sens de la composition de rotation, -β représentant la rotation inverse de celle qui a permis de pointer l’axe de visée β.
Le diagramme D(γ,f) est une fonction de la fréquence et de l’angle de dépointage γ qui fournit le gain en puissance de l’antenne. Celui-ci est maximal pour un dépointage nul. En principe, l’antenne parabolique est de symétrie de révolution. Le lobe principal l’est donc aussi et sa largeur θ ne dépend pas de l’orientation du dépointage. On définit la largeur θ du lobe principal à 3dB, ou sinon à y dB avec y différent de 3. La largeur du lobe vaut le double du dépointage admissible pour que le gain perde y dB. Pour y valant 3dB, cela correspond à une perte de moitié du gain maximal dans l’axe 21 de visée.
Dans un mode de réalisation, les positions orbitales successives prescrites sont des positions d’intérêt isolées. Dans un autre mode de réalisation préféré, l’objectif du balayage est de collecter au passage le signal issu de toutes les positions intermédiaires entre deux positions orbitales successives prescrites dans la séquence de façon à détecter des satellites actifs qui pourraient s’y trouver. Pour que cela soit respecté, ces positions doivent être collectées dans le lobe principal de la position orbitale précédente ou de la position suivante, au choix. Plus précisément, on impose que chaque position intermédiaire se situe dans le cône de largeur de lobe θ autour de la position orbitale précédente ou suivante, de façon à garantir une certaine qualité de collecte du signal qui peut en provenir. En conséquence, dans ce mode préféré de l’invention, deux positions orbitales successives auxquelles on mesure la densité spectrale doivent correspondre à des trajectoires de poursuite écartées d’une valeur d’axe de visée 21 moindre que la largeur θ du lobe principal, ceci dans l’intervalle de temps où on bascule de l’une à l’autre. Cette condition se traduit par l’inégalité :
| β(P i,+1 ,t i ) - β(P i ,t i ) | ydB et/ou | β(P i,+1 ,t i+1 ) - β(P i ,t i +1 ) | ydB
Quand on prend y égal à 1 ou 2dB, le lobe d’antenne considéré est étroit et le signal collecté à chaque position orbitale intermédiaire est peu distordu. En revanche, avec y vaut 3 ou 4dB, le lobe d’antenne est plus large au prix d’une distorsion plus importante du signal collecté aux positions orbitales intermédiaires.
- Etape E3 : Relevé de densité spectrale de puissance
Au cours de l’étape E3, le dispositif 1 de relevé comporte un calculateur 3 apte à calculer, à partir des échantillons X(n) du signal numérisé pris dans une fenêtre autour d’une date t (dans ce qui suit les termes date t et instant sont synonymes), une densité spectrale de puissance brute DSb(P s ,t,f) à la fréquence f dans l’une (ou plusieurs) des sous-bandes W x de fréquence et pour chaque position orbitale P s parcourant la séquence de positions orbitales successives prescrites P i (t i ) aux dates t=t i . Le calculateur 3 et le nombre d’unités centrales de traitement (en anglais : CPU) de celui-ci sont adaptés au besoin en puissance de calcul.
Le dispositif comprenant le convertisseur-abaisseur, l’échantillonneur de la chaîne radiofréquence 20 et le calculateur 3 permet, pour chaque sous-bande W x , de faire le travail d’un analyseur de spectre. Les avantages de l’architecture de la vis-à-vis d’un analyseur de spectre, sont une capacité d’enregistrement exhaustif des acquisitions et de la densité spectrale de puissance, et une exécution plus rapide. En effet, on peut éviter tout temps mort entre les fenêtres servant au calcul de la densité spectrale de puissance. Les mêmes traitements faits avec un analyseur de spectre aboutiraient donc à un temps de revisite R plus long.
L’activité radiofréquence est révélée par la présence de composantes spectrales du signal collecté qui sont supérieures au niveau du bruit de fond. Le relevé d’activité radiofréquence consiste donc à mesurer la densité spectrale de puissance du signal à chaque position orbitale prescrite. Pour cela, il faut prendre une fenêtre de durée F du signal, en calculer la transformée de Fourrier puis élever son module au carré et diviser le tout par la durée de la fenêtre. Ceci fournit une estimation brute de la densité spectrale de puissance qui présente une résolution fréquentielle de 1/F et une fluctuation de niveau importante liée au bruit. Pour limiter cet effet, on peut moyenner la densité spectrale de puissance, selon deux méthodes possibles. La première consiste à moyenner q fréquences adjacentes, la seconde à moyenner q mesures consécutives donc traiter une durée D=qF de signal. Sur un analyseur de spectre analogique, cela s’appelle respectivement du filtrage vidéo ou du moyennage (en anglais : averaging). Dans les deux cas, on diminue la résolution effective par un facteur q par rapport à ce que permet une transformée de Fourier brute sur la même durée D d’acquisition du signal. Une résolution fréquentielle df avec un moyennage de profondeur q nécessitent donc une durée d’acquisition encore appelé temps d’exposition D=q/df.
Suivant un mode de réalisation de l’invention, le calculateur 3 commence par découper le signal numérisé X(n) en fenêtres de durée D i calées respectivement sur chaque position P i , comportant un nombre M i d’échantillons et donc de durée D i =M i /f e . Typiquement, si le balayage est discret, la fenêtre D i commence à l’instant t i et s’arrête avant que l’ACU poursuive la position orbitale suivante, donc avant t i+1 . Si le balayage est régulier, alors la fenêtre D i sera de préférence centrée sur l’instant t i . La densité spectrale calculée à l’étape i correspond donc bien à une collecte du signal radiofréquence X(t) centré à la position orbitale P i . Chaque mesure de densité spectrale brute, c’est-à-dire avant tout retraitement, est donc à la fois une fonction de la fréquence f dans la sous-bande W x et de la succession de positions orbitales P i . On a vu à la description de l’étape E2 que l’antenne 2 collecte les signaux provenant du cône de largeur θ autour de l’axe de visée. Cela signifie donc que θ constitue la résolution spatiale des mesures de densités spectrales.
Entre les instants t i et t i+1 , on définit la vitesse moyenne de pointage comme la variation d’angle de visée divisée par l’intervalle de temps. Celle-ci se décompose en une vitesse relative de balayage et une vitesse de poursuite selon la formule suivante :
[β(P i+1 ,t i +1 )-β(P i ,t i )]/(t i+1 -t i ) = V p (t i+1 ) = [β(P i,+1 ,t i+1 )]-β(P i ,t i +1 )]/(t i+1 -t i ) + [β(P i , ,t i+1 )-β(P i ,t i )]/(t i+1 -t i ) = V s (t i+1 ) + V t (t i+1 ).
Le choix d’une durée d’acquisition minimale D pour garantir une qualité de densité spectrale mesurée, c’est-à-dire sa résolution fréquentielle et la fluctuation du bruit, impose que les positions orbitales se succèdent à des instants espacés d’au moins le temps d’exposition : t i+1 -t i > D i > D. En conséquence, dans le mode de réalisation préféré où les axes de visée des positions orbitales successives sont inférieurs à la largeur θ de lobe, la vitesse relative de balayage V s qui est la différence entre la vitesse moyenne de pointage V p et la vitesse de poursuite de la position orbitale courante V t doit rester inférieure à θ/D.
La vitesse de balayage maximale est déterminée par le temps d’exposition et la largeur de lobe secondaire. Cette vitesse de balayage est par définition nulle si on ne fait que poursuivre une position orbitale. La décomposition de la vitesse de pointage en vitesse de poursuite et de balayage s’applique à des vitesses apparentes qui sont une moyenne, quel que soit le mode de balayage. Ceci est valable que celui-ci soit effectué dans un mode discret ou dans un mode régulier. Dans le cas particulier du balayage de la ceinture de Clarke, la vitesse de poursuite est nulle car les positions orbitales sont fixes depuis la position géographique O de la station, donc la vitesse de pointage est égale à la vitesse de balayage et doit donc rester inférieure à θ/D.
Dans un autre mode de réalisation particulier, les matières végétales utilisées sont des plantes de la famille des oleaceae telles que le jasmin de l’espèce Jasminum grandiflorum , et des violaceae telles que l’espèce Viola odorata .
Dans un mode de réalisation particulier, les parties de plantes utilisées sont choisies parmi les fleurs, les fruits, les feuilles et les racines.
Dans un mode de réalisation préféré, les parties de plantes utilisées sont les fleurs.
Dans un autre mode de réalisation, les matières végétales utilisées sont des champignons de la famille des tuberaceae et préférentiellement les matières végétales utilisées sont choisies parmi les espèces Tuber melanosporum et Tuber magnatum . Dans ce cas, les parties de champignons utilisées sont choisies parmi le mycélium et les parties fructifiantes, et plus preférentiellement les parties fructifiantes.
Dans un autre mode de réalisation, les matières végétales utilisées sont des algues.
Dans un autre mode de réalisation particulier, la matière végétale est un résidu de plante obtenu après transformation comme les tourteaux ou les drèches.
A l’étape a) on utilise de l’eau distillée, déminéralisée ou riche en sels minéraux et/ou oligo-éléments. L’eau préférentiellement utilisée est de l’eau distillée.
La matière végétale utilisée à l’étape a) peut être entière ou broyée de façon mécanique à l’aide d’un broyeur à lame par exemple pour diminuer la granulométrie de 0,5 mm à quelques centimètres sans affecter la viabilité des micro-organismes. Le broyage peut être réalisé à sec ou dans l’eau.
Lorsque la matière végétale est composée de fleur, de préférence elle est utilisée entière, c’est-à-dire non broyée. En effet, des extractions comparatives réalisées avec ou sans broyage ont montré que la diffusion passive des composés contenus dans les fleurs est suffisamment élevée pour rendre le broyage inutile.
En revanche, lorsque la matière végétale de départ est trop épaisse ou composée de fragments de grande taille, par exemple la partie fructifiante d’un champignon, une algue entière ou une racine, de préférence elle est préalablement broyée avant l’étape a).
A l’étape a) le rapport matière végétale / eau est de préférence compris entre 3 à 30 % en poids/poids, plus préférentiellement compris entre 3 et 15 %, encore plus préférentiellement il est de 3 %, 5 % ou 15 %.
Au début de l’étape b) le pH est contrôlé et ajusté à une valeur comprise entre 4 et 9, préférentiellement entre 6 et 8 et encore plus préférentiellement à pH 7, par l’ajout d’acide chlorhydrique (HCl), d’acide citrique ou de soude (NaOH). Le pH est ensuite contrôlé régulièrement tout au long de l’étape b) et éventuellement réajusté.
Lorsque de l’acide citrique est utilisé à cette étape, cette quantité d’acide citrique est retirée dans les calculs finaux de concentration en acides organiques de l’extrait.
A l’étape c), l’agitation du mélange est avantageusement une agitation modérée de type brassage. La température est ajustée et maintenue entre 20 et 60°C, plus préférentiellement entre 20 et 40 °C, et encore plus préférentiellement entre 30 et 40°C. Ces plages de températures sont idéales pour assurer le développement optimal des micro-organismes, en effet en dessous de 20°C la croissance microbienne est ralentie et au-dessus de 60°C la viabilité des micro-organismes diminue.
L’étape c) doit être réalisée à un pH et à température optimaux pour permettre d’enrichir la solution d’extraction aqueuse en phytomolécules et créer les conditions de croissance du phytobiote présent dans le mélange. Pendant cette étape le pH ne doit pas descendre en dessous de 5.
L’étape c) d’autofermentation se déroule pendant une durée comprise entre 1 et 48h, préférentiellement entre 6 et 30 h, et plus préférentiellement entre 15 et 30h. Une étude de la cinétique de croissance microbienne a démontré que la croissance est forte, dans les conditions du procédé, pendant une période d’au moins 30 heures, puis atteint un plateau.