INPI-France/Brevets-Francais-2024-Chunked huggingface dataset:
Les circuits de fluide réfrigérant actuels représentent une part importante d’un volume du véhicule, notamment de par la multitude de composants qu’ils comprennent mais également de par la disposition spatiale de chacun de ces composants au sein du véhicule. Par ailleurs, une disposition éloignée des composants les uns par rapport aux autres augmente la quantité de fluide réfrigérant, le risque de fuite et complexifie le système. Notamment, la longueur des conduites permettant de relier fluidiquement les composants du circuit de fluide réfrigérant entre eux impacte directement la quantité de fluide réfrigérant nécessaire dans ledit circuit, ainsi que l’espace occupé par ce dernier au sein du véhicule automobile.
L’invention porte donc sur un module thermique d’un circuit de fluide réfrigérant, le module thermique comprenant au moins deux échangeurs de chaleur et un dispositif dessiccant du fluide réfrigérant, le module thermique comprenant une plaque commune au moins aux deux échangeurs de chaleur et au dispositif dessiccant, caractérisé en ce que la plaque commune comprend au moins trois passages du circuit de fluide réfrigérant formés dans un volume de la plaque commune, chacun des passages étant relié à un des échangeurs de chaleur.
Un dispositif dessiccant est configuré pour contenir le fluide réfrigérant et capter l’humidité du fluide réfrigérant qui le traverse.
On entend par plaque commune le fait que ladite plaque commune est en contact direct avec les au moins deux échangeurs de chaleur et avec le dispositif dessiccant. En d’autres termes, la plaque commune forme un élément de maintien mécanique qui porte au moins les deux échangeurs de chaleur et le dispositif dessiccant.
Au cours de la circulation du fluide réfrigérant au sein du module de traitement thermique, et plus généralement au sein du système de traitement thermique, il est nécessaire de s’assurer que ledit fluide réfrigérant ne contienne pas de corps étrangers trop nombreux ou d’une taille trop importante, car ils peuvent générer des problèmes pouvant mener jusqu’à la casse de certains composants du système de traitement thermique, comme le compresseur. D’autre part, le fluide réfrigérant doit pouvoir circuler dans une ambiance exempte d’humidité, car les molécules d’eau ont tendance à produire des composés acides en présence de fluide réfrigérant et d’huile. Ces composés attaquent alors les composants du système de traitement thermique, ce qui peut occasionner des fuites et la perte de fonctionnalités.
Il est connu d’équiper les systèmes de traitement thermique de dispositifs contenant une certaine quantité de fluide réfrigérant en phase liquide. Ces dispositifs servent, d’une part, de réservoirs de fluide destinés à compenser d’éventuelles fuites dans les circuits, et, d’autre part, à garantir, qu’en sortie desdits dispositifs, le fluide réfrigérant est totalement en phase liquide avant d’être acheminé en aval. Dans des réalisations particulières, la sortie du dispositif est ramenée dans une section du condenseur de manière à faire subir au fluide réfrigérant liquide un passage supplémentaire, dit de sous-refroidissement.
Il est aussi connu de tirer profit de la présence de dispositifs réservoirs sur le trajet suivi par le fluide réfrigérant pour résoudre les problèmes d’ambiance évoqués plus haut. A cet effet, un filtre et un dessiccateur sont disposés à l’intérieur du dispositif dessiccant afin d’éliminer au maximum la présence de corps étrangers et d’humidité dans les systèmes de traitement thermique.
Selon une caractéristique de l’invention, le dispositif dessiccant est au contact de la face de la plaque commune sur laquelle sont disposés les au moins deux échangeurs de chaleur.
Un deuxième mode de fonctionnement du circuit de fluide réfrigérant 2 comprenant le module thermique 1 selon le deuxième et le troisième exemple de l’invention et permettant au moins de chauffer l’habitacle va maintenant être décrit en rapport avec la .
Ce deuxième mode de fonctionnement est identique au deuxième mode de fonctionnement du circuit de fluide réfrigérant 2 comprenant le module thermique 1 selon le premier exemple de l’invention. En effet, ici, le fluide réfrigérant en sortie de compresseur 20 est dirigé via la quatrième conduite 10d et la onzième conduite 10k, vers le condenseur intérieur 36 du dispositif de régulation thermique 34 de l’habitacle qu’il traverse afin de chauffer le flux d’air F tel que décrit précédemment. Par la suite, le fluide réfrigérant sort du condenseur intérieur 36 par la douzième conduite 10l et peut être dirigé vers le troisième détendeur 30c et/ou vers le premier détendeur 30a via la treizième conduite 10m tel que décrit précédemment. Les mêmes phénomènes thermodynamiques précédemment décrit pour le deuxième mode de fonctionnement s’appliquent ici et permettent de chauffer l’habitacle du véhicule automobile tout en refroidissant le dispositif de stockage électrique.
Comme visible sur la et sur la , lorsqu’elle est présente, la pompe centrifuge de gavage 28 est avantageusement interposée entre la source de carburant 20 et le circuit de carburant, sur le conduit d’alimentation 200 , pour la mise en pression du circuit de carburant. De manière également avantageuse, un filtre 29 est agencé sur le conduit d’alimentation 200 , en amont ou en aval de la pompe centrifuge de gavage 28 , pour améliorer la qualité du carburant avant qu’il ne soit admis par l’une des pompes 22 , 24 , 26 , notamment en retirant tout ou partie des impuretés contenues dans le carburant.
Avantageusement, comme illustré sur la et sur la , pour éviter que le carburant déchargé par la pompe à pistons 24 ne remonte le conduit de refoulement 27 vers la pompe centrifuge principale 22 et/ou vers la pompe à pistons 24 , il peut être prévu d’agencer un clapet anti-retour 31 sur le conduit de refoulement 27 . Le clapet anti-retour 31 est également piloté, de préférence par le contrôleur, pour empêcher une circulation du carburant depuis le conduit de refoulement 27 vers le port de refoulement 222 de la pompe centrifuge principale 22 et/ou le port d’admission 240 de la pompe à pistons 24 , spécifiquement lorsque la valve 230 autorise la circulation du carburant depuis le port de refoulement 242 de la pompe à pistons 24 vers le conduit de refoulement 27 .
De manière également avantageuse, comme visible sur la et sur la , une première restriction 25 est agencée au niveau du conduit de refoulement 27 , la première restriction 25 étant configurée pour piloter le débit de carburant refoulé par la pompe centrifuge principale 22 et/ou par la pompe à pistons 24 , le cas échéant, et particulièrement du carburant circulant vers les injecteurs de la chambre de combustion 14 et les géométries variables 14’ . Plus précisément, la première restriction 25 est configurée pour générer des pertes en ligne (ou pertes de charge), de nature thermique, au sein du conduit de refoulement 27 , ce qui permet d’ajuster le débit de carburant au sein du conduit reliant le conduit de refoulement 27 aux injecteurs de la chambre de combustion 14 et aux géométries variables 14’ . Pour limiter la perte de charge, il est préférable de dimensionner la pompe centrifuge principale 22 pour qu’elle fournisse une pression et/ou délivre un débit de carburant correspondant aux besoins du moteur 1 lorsqu’il fonctionne au maximum de ses capacités, c’est-à-dire à plein gaz. La première restriction 25 peut être du type servovalve.
Dans chacun des modes de réalisation illustrés sur la et sur la , un conduit de postcombustion 32 est prévu pour être relié au circuit dédié à l’alimentation des injecteurs de la chambre de postcombustion 18 . En outre, une deuxième restriction 30 , qui peut également être de type servovalve, est agencée au niveau du conduit de postcombustion 32 et configurée pour piloter le débit de carburant circulant vers la chambre de postcombustion 18 selon les mêmes principes que la première restriction 25 sur le circuit de refoulement 27 .
L’alimentation en carburant des injecteurs de la chambre de postcombustion 18 peut être réalisée selon différents modes de mise en œuvre, chacun illustré sur l’une de la et de la .
Dans le mode de réalisation illustré sur la , une pompe centrifuge de postcombustion 26 est prévue pour l’alimentation en carburant des injecteurs de la chambre de postcombustion 18 . Dans ce mode de réalisation, le port de refoulement 262 de la pompe centrifuge de postcombustion 26 est relié au conduit de postcombustion 32 , la deuxième restriction 30 étant alors configurée pour piloter le débit de carburant refoulé par la pompe centrifuge de postcombustion 26 vers la chambre de postcombustion 18 . En outre, le port d’admission 260 de la pompe centrifuge de postcombustion 26 est relié par un conduit approprié au conduit de refoulement 27 pour en recevoir le carburant destiné à l’alimentation des injecteurs de la chambre de postcombustion 18 . Dans ce cas, la pompe centrifuge de postcombustion 26 participe à l’alimentation en carburant des injecteurs de la chambre de postcombustion 18 , en soutien de la pompe centrifuge principale 22 pour les situations dans lesquelles la pression d’injection dans le circuit dédié aux injecteurs de la chambre de postcombustion 18 est trop importante pour pouvoir être fournie par la pompe centrifuge principale 22 . Dans un mode de réalisation alternatif (non représenté), le port d’admission de la pompe centrifuge de postcombustion est relié par un conduit approprié au conduit d’alimentation pour en recevoir le carburant destiné à l’alimentation des injecteurs de la chambre de postcombustion. Dans ce cas, la pompe centrifuge de postcombustion assure l’alimentation en carburant des injecteurs de la chambre de postcombustion de manière autonome.
En outre, agencer la pompe à pistons en aval de la pompe centrifuge principale permet de réduire la taille de la pompe à pistons ou, tout du moins, de la soulager dans sa charge de pressurisation du dispositif de commande de la tuyère. En effet, le débit et la pression de carburant qui alimentent le dispositif de commande de la tuyère sont à la fois fournis par la pompe centrifuge principale et par la pompe à pistons. Le surdimensionnement de la pompe centrifuge à cet égard n’est pas significatif, car la pompe centrifuge principale ne risque pas de se trouver dans une situation où elle doit fournir en carburant à la fois la pompe centrifuge de postcombustion, la pompe à pistons, les géométries variables et les injecteurs de la chambre de combustion. Ceci est d’autant avantageux que la pompe principale est de type centrifuge et non volumétrique. En effet, une pompe volumétrique aurait dû voir sa taille augmenter de manière trop importante pour pouvoir effectivement soulager la pompe à pistons, ce qui n’est pas le cas d’une pompe centrifuge qui est une source de pression pouvant fournir un débit très important. En définitive, ceci permet soit de réduire les dimensions du dispositif de commande, soit de moins solliciter la pompe à pistons et, dans tous les cas, d’allonger la durée de vie du moteur ainsi que d’en réduire la masse.
Comme la pression susceptible d’être fournie par une pompe centrifuge dépend de son régime d’entraînement, lequel est lié au régime du moteur lorsque le prélèvement est mécanique, il est des situations de fonctionnement du moteur, typiquement aux régimes faibles, où la pression d’injection requise pour le bon fonctionnement de la chambre de combustion et/ou la pression d’activation requise pour le bon fonctionnement des géométries variables, ne peuvent être fournies par la pompe centrifuge principale. Grâce à l’ajout avantageux du conduit auxiliaire et de la valve, la pompe à pistons peut être utilisée pour compenser l’incapacité de la pompe centrifuge principale dans de telles situations. En effet, la pompe à pistons délivre une pression largement supérieure aux pressions d'injection et/ou d’activation susceptibles d’être atteintes lors du fonctionnement du moteur. En outre, cette assistance à la pompe centrifuge principale ne risque pas d’être mise en œuvre au détriment du dispositif de commande de la tuyère, puisque celui-ci n’est généralement pas sollicité aux régimes du moteur durant lesquels la pompe centrifuge principale risque de se trouver dans l’incapacité d’assurer la fourniture de la pression d’injection pour la chambre de combustion et/ou d’activation pour les géométries variables.
Grâce à cet apport ponctuel de pression de la part de la pompe à pistons, dans ce mode de réalisation avantageux, il est possible de s’affranchir d’autres dispositifs complexes qui auraient dû être mis en place pour fournir la surpression nécessaire aux régimes du moteur dans lesquels la pompe centrifuge principale risque de se trouver dans l’incapacité d’assurer la fourniture de la pression d’injection pour la chambre de combustion et/ou d’activation pour les géométries variables. Il est également possible de s’affranchir d’un surdimensionnement conséquent de la pompe centrifuge principale pour obtenir ces niveaux de pression à de tels régimes. Un tel surdimensionnement aurait eu pour conséquences, outre un alourdissement du moteur, le fait qu'aux régimes du moteur élevés, la pompe centrifuge principale aurait fourni une pression trop importante par rapport au besoin de la chambre de combustion et/ou des géométries variables, et la première restriction aurait alors été fortement dissipative, ce qui aurait entraîné un trop fort échauffement du carburant.
Enfin, dans le mode de réalisation illustré sur la , dans lequel une pompe centrifuge de postcombustion n’est pas prévue, il n’est pas nécessaire de prévoir de purge de la pompe centrifuge qui délivre du carburant pour la postcombustion comme dans le mode de réalisation illustré sur la , où des vannes de purge doivent être prévues en amont et en aval de la pompe centrifuge de postcombustion. Au contraire, dans le mode de réalisation illustré sur la , la pompe centrifuge principale est toujours débitante.
ETAT DE LA TECHNIQUE La régulation de carburant au sein d’un moteur d’aéronef est généralement assurée par un système comprenant une pompe volumétrique entraînée par un corps rotatif du moteur. Remplacer la pompe volumétrique par une pompe centrifuge pourrait procurer certains avantages ; notamment cela permettrait au système de régulation de carburant de gagner en robustesse. Toutefois, une pompe centrifuge présente certains inconvénients ; notamment, il lui est difficile de fournir une pression suffisamment élevée à des régimes de fonctionnement faibles.
De même, la deuxième portion latérale 685 de la zone de soudure séparatrice 68 s’évase depuis la portion centrale 681 vers la deuxième zone de soudure longitudinale 65.
Plus précisément, dans l’exemple illustré sur la , chaque portion latérale 684, 685 présente un bord qui délimite le deuxième compartiment 12 et qui forme un angle non-nul par rapport à l’axe transversal X, du deuxième côté de l’axe transversal X où est situé le deuxième compartiment 12.
La première portion latérale 684 s’évase en formant un premier angle θ4 non-nul par rapport à l’axe transversal X.
Le premier angle θ4 est compris dans une gamme allant de - 70° à 0. De préférence, le premier angle θ4 est supérieur ou égal à - 50°. De préférence, le premier angle θ4 est inférieur ou égal à - 20°.
Dans l’exemple illustré sur la , le premier angle θ4 est non-nul. Plus précisément, dans cet exemple, le premier angle θ4 est égal à - 45°.
De même, la deuxième portion latérale 685 s’évase en formant un deuxième angle θ5 non-nul par rapport à l’axe transversal X. Le deuxième angles θ5 est symétrique du premier angle θ4, par rapport à un axe de symétrie longitudinal.
Ainsi, le deuxième angle θ5 est compris dans une gamme allant de 0 à + 70°. De préférence, le deuxième angle θ5 est inférieur ou égal à + 50°. De préférence, le deuxième angle θ5 est supérieur ou égal à + 20°.
Dans l’exemple illustré sur la , le premier angle θ5 est non-nul. Plus précisément, dans cet exemple, le premier angle θ5 est égal à + 45°.
Du fait de son épaisseur e1 inférieure aux épaisseurs e4 et e5, la portion centrale 681 de la zone de soudure séparatrice 68 constitue une portion de moindre résistance de la zone de soudure séparatrice 68.
De plus, la forme évasée des portions latérales 684, 685 de la zone de soudure séparatrice 68, permet d’éviter la présence dans le deuxième compartiment 12 de recoins dans lesquels la deuxième substance médicale pourrait s’accumuler, ce qui risquerait de dégrader la qualité du mélange ou de ne pas permettre une vidange complète de la poche.
Par ailleurs, la première zone de soudure longitudinale 64 et la deuxième zone de soudure longitudinale 65 comprennent chacune une première portion respective 641, 651 délimitant le premier compartiment 11 et une deuxième position respective 642, 652 délimitant le deuxième compartiment 12.
Comme illustré sur la , dans ce deuxième mode de réalisation, la zone de soudure séparatrice 68 s’étend parallèlement à l’axe transversal X de la poche 1.
La zone de soudure séparatrice 68 présente une forme rectiligne.
De plus, la zone de soudure séparatrice 68 présente une épaisseur e1 constante, le long de l’axe transversale X.
La première portion de jonction 643 relie la première portion 641 à la deuxième portion 642 de la première zone de soudure longitudinale 64.
Dans l’exemple illustré sur la , la première soudure longitudinale 64 comprend une troisième portion de jonction 663
La première portion de jonction 643 relie la première portion 641 à la troisième portion de jonction 663. La troisième portion de jonction 663 relie la première portion de jonction 643 à la deuxième portion 642 de la première zone de soudure longitudinale 64.
La première portion de jonction 643 de la première soudure longitudinale 64 s’évase depuis la première portion 641 jusqu’à la zone de soudure séparatrice 68.
La troisième portion de jonction 663 s’amincit depuis la zone de soudure séparatrice 68 jusqu’à la deuxième portion 642 de la première zone de soudure longitudinale 64.
Autrement dit, la portion de jonction 643 a une épaisseur e8 qui augmente continument depuis la première portion 641 jusqu’à la zone de soudure séparatrice 68 et la portion de jonction 663 a une épaisseur e8 qui diminue continument depuis la zone de soudure séparatrice 68 jusqu’à la deuxième portion 642 de la première zone de soudure longitudinale 64.
De même, la deuxième soudure longitudinale 65 comprend une quatrième portion de jonction 673
La deuxième portion de jonction 653 relie la première portion 651 à la quatrième portion de jonction 673. La quatrième portion de jonction 673 relie la deuxième portion de jonction 653 à la deuxième portion 652 de la deuxième zone de soudure longitudinale 65.
La deuxième portion de jonction 653 de la deuxième soudure longitudinale 65 s’évase depuis la première portion 651 jusqu’à la zone de soudure séparatrice 68 de la deuxième zone de soudure longitudinale 65.
La quatrième portion de jonction 673 s’amincit depuis la zone de soudure séparatrice 68 jusqu’à la deuxième portion 652 de la deuxième zone de soudure longitudinale 65.
Autrement dit, la portion de jonction 653 a une épaisseur e11 qui augmente continument depuis la première portion 651 jusqu’à la zone de soudure séparatrice 68 et la portion de jonction 673 a une épaisseur qui diminue continument depuis la zone de soudure séparatrice 68 jusqu’à la deuxième portion 652.
La zone de soudure séparatrice 68 s’étend depuis la première zone de soudure longitudinale 64 jusqu’à la deuxième zone de soudure longitudinale 65, de manière à former une première jonction 71 entre la zone de soudure séparatrice 68 et la première zone de soudure longitudinale 64, et une deuxième jonction 72 entre la zone de soudure séparatrice 68 et la deuxième zone de soudure longitudinale 65.
Plus précisément, dans l’exemple illustré sur la , la zone de soudure séparatrice 68 s’étend depuis la portion de jonction 643 de la première soudure longitudinale 64 jusqu’à la portion de jonction 653 de la deuxième soudure longitudinale 65.
Ainsi, le deuxième angle θ11 est compris dans une gamme allant de - 70°à 0. De préférence, le deuxième angle θ11 est supérieur ou égal à - 50°. De préférence, le deuxième angle θ11 est inférieur ou égal à - 20°.
Dans l’exemple illustré sur la , chaque portion de jonction évasée 643, 653 a ainsi un bord 648, 658 formant respectivement un angle non-nul θ8, θ11 par rapport à l’axe transversal X, du premier côté de l’axe transversal X où est situé le premier compartiment 11.
L’orientation des bords 648 et 658 des portions de jonctions 643 et 653 des première et deuxième soudures longitudinales 64 et 65 permet d’une part de concentrer les contraintes sur la zone de soudure séparatrice 68 lorsqu’une pression P est exercée sur le premier compartiment 11, de manière à favoriser une rupture répétable et contrôlée de la zone de soudure séparatrice 68.
D’autre part, cette orientation des bords 648 et 658 des portions de jonctions 643 et 653 des première et deuxième soudures longitudinales 64 et 65 permet également de créer un effet Venturi, une fois que la zone de soudure séparatrice 68 a été rompue, qui accélère la vitesse du flux de la première substance médicale lorsque la première substance médicale pénètre dans le deuxième compartiment 12.
Chaque zone de soudure longitudinale 64, 65 présente, dans sa portion de jonction évasée 643, 653 une zone d’épargne 644, 654 non soudée, chaque zone d’épargne 644, 654 étant complètement entourée par la soudure.
La représente de manière schématique une poche 1 conforme à un deuxième mode de réalisation.
A titre d’exemple, la poche illustrée sur la peut être dimensionnée de sorte que le premier compartiment 11 est adapté pour contenir environ 50 millilitres de la première substance médicale sous forme liquide, tandis que le deuxième compartiment 12 est adapté pour contenir environ 7 g de la deuxième substance médicale sous forme de poudre.
Comme dans le premier mode de réalisation, la première zone de soudure longitudinale 64 et la deuxième zone de soudure longitudinale 65 ont été obtenues par fusion de la première paroi 2 et de la deuxième paroi 3 à une première température, tandis que la zone de soudure séparatrice 68 a été obtenue par fusion de la première paroi 2 et de la deuxième paroi 3 à une deuxième température, inférieure à la première température.
[La ] compare la résistance à la traction et le module élastique pour des films d’électrode NCM autoportants préparés par un procédé par voie sèche utilisant plusieurs spécifications de NC à une charge de 2 % en poids dans la formulation ;
La compare la résistivité dans le plan pour une électrode NCM de référence préparée par un procédé par voie sèche utilisant du charbon actif et une électrode NCM préparée par un procédé par voie sèche utilisant des NC sélectionnés.
[0052] La compare la résistance à la traction et le module élastique pour des films d’électrode NCM autoportants préparés par un procédé par voie sèche utilisant des spécifications de NC à une charge de 1 % en poids dans la formulation où le matériau de NC est dans des formes floconneuses et bouletées.
La est une représentation montrant une capacité de décharge de 0,2C, 0,5C, 1C, 2C et 3C de piles boutons pleines ayant des cathodes NCM622 utilisant des additifs conducteurs divulgués ici.
La est une représentation montrant une capacité de décharge C/20 de piles boutons pleines ayant des cathodes NCM622 utilisant des additifs conducteurs divulgués ici.
La est une représentation montrant la capacité irréversible de premier cycle de piles boutons pleines ayant des cathodes NCM622 utilisant des additifs conducteurs divulgués ici.
La est une représentation montrant le cycle de capacité de décharge de demi-piles boutons ayant une cathode NCM622 utilisant un additif conducteur divulgué ici.