INPI-France/Brevets-Francais-2024-Chunked huggingface dataset:
Le dispositif de mesure 11 du moyen de commande MR0 est réalisé de manière connue en soi. Il comprend par exemple, associés en série entre l’entrée du convertisseur et l’entrée négative du soustracteur 12, un voltmètre analogique pour mesurer une tension à la sortie du convertisseur, un diviseur de tension et un convertisseur analogique / numérique, pour adapter le signal analogique mesuré à une valeur numérique appropriée à l’entrée négative du soustracteur 12. Le dispositif de correction 13 comprend par exemple un circuit de calcul configuré pour déterminer la valeur attendue I*in (par exemple un circuit de type Proportionnel Intégral) et un circuit limiteur configuré pour limiter l’amplitude de la valeur attendue déterminée I*in à une amplitude acceptable pour un dispositif de régulation MRx. Dans l’exemple concret d’un dispositif de sortie non linéaire tel qu’une batterie, le circuit de calcul est configuré pour calculer I*in à partir d’un modèle mathématique du comportement de la batterie et du décalage V*out – Vout. Le circuit de répartition 14 peut être quant à lui un circuit diviseur par n.
La détaille également un dispositif de régulation MRx associé à un circuit de conversion CCx. Le dispositif de régulation MRx est configuré pour produire des signaux de commande de régulation RCx (deux signaux RCx1, RCx2 ici) en fonction du décalage I*in_x – In_x entre une valeur attendue I*in_x de la fraction de rang x de la première grandeur électrique Iin d’entrée et la valeur reçue de la fraction Iin_x de rang x de la première grandeur électrique (Iin) d’entrée. Le dispositif de régulation MRx a une entrée connectée à une borne de sortie du moyen de commande de régulation MR0 etil comprend ici : - un dispositif de mesure 21, pour identifier sur la borne d’entrée du circuit de conversion CCx, la valeur de la fraction Iin_x de la première grandeur électrique d’entrée Iin reçue de la source par le dit circuit de conversion; - un soustracteur 22, comprenant une entrée positive connectée à la sortie du moyen de commande de régulation MR0 pour recevoir une fraction I*in_x de la valeur attendue I*in de la première grandeur électrique d’entrée déterminée par le moyen de commande de régulation MR0, une entrée négative reliée à une sortie du deuxième dispositif de mesure 21 et une sortie sur laquelle est produit le décalage I*in_x – In_x entre la valeur attendue et la valeur mesurée ; le soustracteur est ici un soustracteur numérique ; - un dispositif de correction 23, pour produire les signaux de commande de régulation RCx1, RCx2 associés au circuit de conversion CCx ; dans un exemple concret, le dispositif de correction est de type Proportionnel Intégral (communément appelé correcteur PI).
Le dispositif de correction 23 (non détaillé sur la ) peut comprendre par exemple, associés en série : - un circuit de calcul configuré pour produire une valeur du rapport cyclique Dx approprié pour corriger le décalage déterminé par le soustracteur, dans un exemple concret, le circuit de calcul 23 est configuré pour calculer Dx à partir d’un modèle mathématique du comportement du convertisseur et du décalage I*in – Iin,- un circuit limiteur pour limiter la valeur du rapport cyclique à une valeur acceptable par le circuit de conversion CCx, et - un circuit pour traduire la valeur du rapport cyclique Dx en signaux de commande de régulation, RCx1 et RCx2 ici.
Le dispositif de mesure 21 (non détaillé ) du dispositif de régulation MRx est également réalisé de manière classique. Dans un exemple, il peut comprendre, associés en série entre une entrée du circuit de conversion CCx et l’entrée négative du soustracteur 22, un circuit électronique analogique pour mesurer la valeur Iin_x du courant à l’entrée du circuit de conversion CCx, un diviseur de tension et un convertisseur analogique / numérique, pour adapter le signal analogique mesuré à une valeur appropriée à l’entrée négative du soustracteur 22 numérique.
Selon un autre aspect de l’invention, le convertisseur comprend également des moyens pour déterminer une impédance, les moyens de détermination d’impédance comprenant : - au moins un circuit de perturbation CP agencé pour fournir à une entrée d’un bras de conversion régulé (BCx) de rang x une forme d’onde de perturbation (Px) comprenant une composante à au moins une fréquence prédéfinie - un moyen de traitement configuré pour mesurer les grandeurs électriques d’entrée (Iin, Vin) du convertisseur et déterminer une impédance d’entrée du convertisseur à la fréquence prédéfinie en fonction des valeurs mesurées des grandeurs électriques d’entrée et / ou pour mesurer des grandeurs électriques de sortie (Iout, Vout) du convertisseur et déterminer une impédance de sortie du convertisseur à la fréquence prédéfinie en fonction des valeurs mesurées des grandeurs électriques de sortie.
Dans l’exemple représenté , le circuit de perturbation produit une forme d’onde de perturbation Px qui vient se superposer à la fraction I*in_x de valeur attendue de la grandeur électrique d’entrée reçue par le dispositif de régulation MRx du bras de conversion BCx. Et plus précisément, le circuit de perturbation produit un signal électrique numérique qui est appliqué sur une deuxième entrée positive du soustracteur 22. La forme d’onde de perturbation est ainsi prise en compte dans le calcul du décalage Px + I*in – Iin.
L’impédance d’entrée du convertisseur est égale à l’impédance de sortie de la source et l’impédance de sortie du convertisseur est égale à l’impédance d’entrée du dispositif de sortie. Comme l’impédance de sortie de la source donne des informations sur l’état de fonctionnement de la source, déterminer en temps réel l’impédance d’entrée du convertisseur permet de suivre en temps réel l’état de fonctionnement de la source et de détecter ainsi un éventuel défaut ou mode de fonctionnement particulier de la source. De manière similaire, comme l’impédance d’entrée du dispositif de sortie donne des informations sur l’état de fonctionnement du dispositif de sortie, déterminer en temps réel l’impédance de sortie du convertisseur permet de suivre en temps réel l’état de fonctionnement du dispositif de sortie.
Le moyen de traitement comprend un dispositif de mesure des grandeurs électriques d’entrée Iin, Vin du convertisseur et / ou un dispositif de mesure des grandeurs électriques de sortie Iout, Vout du convertisseur, et un dispositif de calcul d’impédance.
Le dispositif de mesure (non détaillé sur les figures), en entrée ou en sortie, peut comprendre par exemple : - un circuit de mesure configuré pour mesurer les première et deuxième grandeurs électriques d’entrée (Iin , Vin ) de courant et / ou de tension, et / ou pour mesurer les première et deuxième grandeurs électriques de sortie (Iout , Vout ) de courant et / ou de tension, - un dispositif de filtrage des signaux mesurés configurés pour filtrer une composante continue des dits signaux mesurés. Le dispositif de filtrage peut également être configuré pour déterminer, pour la fréquence prédéfinie ou pour chaque fréquence prédéfinie, l’amplitude de la composante harmonique de la première grandeur électrique (le courant dans l’exemple) et l’amplitude de la composante harmonique de la deuxième grandeur électrique (la tension dans l’exemple), en entrée et / ou en sortie.
Le dispositif de mesure peut comprendre également, par exemple entre le circuit de mesure et le dispositif de filtrage, un dispositif de conditionnement de signaux configuré pour adapter, par un coefficient de proportionnalité approprié, l’amplitude des signaux mesurés et fournir des signaux mesurés conditionnés dans une plage d’amplitudes prédéterminée, par exemple la plage 0-3 V, adaptée au dispositif de filtrage.
De manière classique ensuite, le dispositif de calcul calcule l’impédance à une fréquence donnée à partir de la première grandeur électrique (le courant ici) et la deuxième grandeur électrique (la tension ici), par exemple en appliquant une méthode de calcul basée sur une Transformée de Fourrier Discrète (DFT) ou une Transformée de Fourrier Rapide (FFT). Une impédance peut être calculée pour chaque fréquence harmonique.
Dans le mode de réalisation préféré, le raccordement des arbres de sortie 36 par la bielle principale de liaison 24 est tel qu’un déplacement des pédales 32 par rapport au bâti 28 de l’un des palonniers 22 est transmis aux pédales 32 de l’autre des palonniers 22.
A cet effet, dans le mode de réalisation illustré sur la , la bielle principale de liaison 24 est propre à transmettre la rotation de l’arbre de sortie 36 par rapport au bâti 28 selon l’axe A8 d’un des palonniers 22 en rotation, de même sens, de l’arbre de sortie 36 par rapport au bâti 28 selon l’axe A8 de l’autre des palonniers 22.
Pour ce faire, la bielle principale de liaison 24 est raccordée de part et d’autre aux arbres de sortie 36 des deux palonniers 22.
De préférence, la bielle principale de liaison 24 présente une liaison pivot d’articulation 76 avec chaque arbre de sortie 36 des palonniers 22.
En d’autres termes, pour chaque arbre de sortie 36 des palonniers 22, la bielle principale de liaison 24 est propre à être mise en rotation par rapport à l’arbre de sortie 36 autour d’un axe de transmission A14 passant par la liaison pivot d’articulation 76 de la bielle principale de liaison 24 avec cet arbre de sortie 36.
Dans l’exemple de la , les deux axes de transmission A14 sont parallèles l’un à l’autre.
Les axes de transmission A14 sont parallèles au axes de rotation A9 respectifs des arbres de sortie 36 par rapport aux bâti 28.
Ainsi, lorsqu’un des pilotes appuie sur une des pédales 32 d’un premier palonnier 22, la rotation conjointe de la pédale 32 et de la manivelle 48 par rapport au bâti 28 selon l’axe A1 est transformée par le premier palonnier 22 en rotation de l’arbre de sortie 36 par rapport au bâti 28 selon l’axe A8 de ce premier palonnier 22, la bielle principale de liaison 24 transmet cette rotation en rotation de même sens de l’arbre de sortie 36 par rapport au bâti 28 selon l’axe A8 du deuxième palonnier 22, qui est transformée par le deuxième palonnier 22 en rotation des pédales 32 par rapport au bâti 28 de ce deuxième palonnier 22.
En parallèle du raccordement des deux palonniers 22 par les arbres de sortie 36 et la bielle principale de liaison 24, il est aussi possible à chaque palonnier 22 de mesurer indépendamment une commande de l’angle de lacet à partir de la rotation de l’arbre de sortie 36 par rapport au bâti 28 selon l’axe A8, et d’exercer un effort artificiel contre le déplacement des pédales 32 par rapport au bâti 28 pour restituer un effort lié à la commande de l’angle de lacet.
Le système d’acquisition lacet 40 est supporté par le bâti 28.
Ainsi, chaque palonnier 22 porte son propre système d’acquisition lacet 40, ce qui permet une redondance de la commande en lacet, et d’éviter de dépendre d’une station centrale d’acquisition commune aux deux palonniers 22. La sécurité en est améliorée.
Le système d’acquisition lacet 40 est configuré pour générer un signal électrique représentatif du déplacement des pédales 32 par rapport au bâti 28.
Dans le mode de réalisation illustré, le système d’acquisition lacet 40 est configuré pour générer un signal électrique représentatif des rotations des pédales 32 par rapport au bâti 28, selon les axes de rotation A1 respectifs.
De manière générale, le système d’acquisition lacet 40 est configuré pour générer ledit signal à partir d’une mesure de déplacement de l’une quelconque des pièces de la chaîne cinématique mécanique 38 par rapport au bâti 28.
Dans l’exemple illustré, le système d’acquisition lacet 40 est en particulier configuré pour générer ledit signal électrique à partir d’une mesure de la rotation de l’arbre de sortie 36 par rapport au bâti 28 selon l’axe de rotation A8.
Pour ce faire, le système d’acquisition lacet 40 comprend au moins un capteur d’acquisition 78.
La formulation A ou B est appliquée à la dose de 2 mg/cm² sur la surface des épidermes reconstruits. Après irradiation avec le spectre solaire total (jusqu’à 790 nm), le modèle est maintenu en culture 24 heures à 32°C et 60 % d’humidité.
A la fin de l'expérience, la surface des épidermes reconstruits est lavée deux fois avec 100 µL de sérum physiologique, et ensuite séchée avec un coton-tige. Cette étape a pour but de récupérer le microbiote cutané ainsi que le film hydrolipidique pour les analyser séparément des épidermes reconstruits.
A la fin de l’étude, les épidermes reconstruits sont séparés de l’insert et sont pesés afin de standardiser les résultats obtenus avec l’approche métabolomique. Les épidermes reconstruits sont broyés et 108 échantillons sont extraits. Brièvement, les échantillons sont broyés dans 2 x 1mL d'acétonitrile/eau 1/9 (v:v) avec un fastprep utilisant des tubes Lysing Matrix M, 6 cycles de 20 secondes à force 4, avec 2 min sur glace entre chaque cycle. Un volume de 800 µL de chaque échantillon a été évaporé à sec avec un SpeedVac puis normalisé dans 220 µL de D2O. Les échantillons ont été analysés en RMN puis spectrométrie de masse.
Les spectres RMN 1H sont obtenus à 300 K sur un spectromètre RMN Bruker Avance III HD 600 MHz (Bruker Biospin, Rheinstetten, Allemagne), fonctionnant à 600,13 MHz pour la fréquence de résonance 1H, en utilisant une cryosonde 1H-13C-15N-31P de 5 mm à détection inverse attachée à une Cryoplatforme (l'unité de préamplification). Les spectres de RMN 1H sont acquis en utilisant l'expérience NOESY 1D avec pré-saturation pour la suppression de l'eau (noesypr1d), avec un temps de mélange de 100 ms.
Après les analyses par RMN, les échantillons sont transférés des tubes RMN aux flacons UHPLC. Les échantillons sont centrifugés à 9000 g pendant 5 min. Un volume de 10 μL est ensuite injecté dans le système UHPLC ACQUITY de Waters (Manchester, UK), en utilisant de l'eau/méthanol/acide acétique 95/5/0,1 (v:v:v) comme phase mobile A et du méthanol/acide acétique 100/0,1 (v:v) comme phase mobile B, à un débit de 0,3 mL/min. Le gradient suivant est utilisé : 0-30 min : 0 % à 100 % de B, 30-34 min : 100 % de B. La séparation est réalisée à 30°C avec une colonne Hypersil Gold C18 (100 x 2,1 mm, 1,9 μm) de Thermo Scientific (Les Ulis, France). Les paramètres d'électrospray suivants sont appliqués : tension capillaire de 0,5 kV, tension du cône d'échantillonnage de 30 V, température de la source de 120 °C, température de désolvatation de 350 °C, débit du gaz du cône de 50 L/h et débit du gaz de désolvatation de 600 L/h en mode positif ; tension capillaire de 0,5 kV, tension du cône d'échantillonnage de 30 V, température de la source de 120 °C, température de désolvatation de 550 °C, débit du gaz du cône de 30 L/h et débit du gaz de désolvatation de 600 L/h en mode négatif. Les spectres de masse à haute résolution sont acquis avec un spectromètre de masse Synapt G2-Si de Waters (Manchester, UK), entre m/z 50 et 800 dans les modes sensibilité et centroïde. Les échantillons sont analysés de manière aléatoire, et un échantillon QC correspondant à un pool de tous les échantillons, est analysé 11 fois le long de la séquence.
Les identifications structurelles des métabolites discriminants sont réalisées sur un spectromètre de masse LTQ Orbitrap XL (Thermo Scientific, Les Ulis, France) couplé à un système de chromatographie liquide U3000 (Thermo Scientific, Les Ulis, France).
Analyse des données :
L'analyse statistique et la cartographie du réseau sont réalisées par la plateforme MetaboHUB-MetaToul-AXIOM.
Les données sont normalisées pour permettre la quantification des signaux détectés dans plusieurs échantillons.
L'analyse des composantes principales est d'abord appliquée pour vérifier la validité de l'acquisition, pour détecter les valeurs aberrantes potentielles et les clusters internes.
Dans un contexte biologique, des facteurs de confusion sont généralement rencontrés : ces facteurs ajoutent du bruit dans les données correspondant à une variabilité non désirée. Plusieurs sources de bruit sont possibles : expérimentales, instrumentales... Lorsque la variabilité due à ces facteurs est supérieure à la variabilité due au facteur d'intérêt, aucune discrimination entre les groupes de traitement ne peut être trouvée. L'analyse discriminante par la méthode des moindres carrés partiels orthogonaux (O-PLS-DA) vise à éliminer cette variation indésirable. Un test de permutation est effectué pour évaluer la robustesse des modèles PLS-DA. La valeur de la Variable Importance in Projection (VIP) (seuil=1) a été utilisée pour trouver des caractéristiques discriminantes.
Pour chaque caractéristique discriminante, un test de Wilcoxon univarié et une correction du taux de fausse découverte (FDR) sont effectués pour prendre en compte les tests multiples (seuil de la valeur de p corrigée par le FDR = 0,05).
Les analyses multivariées sont effectuées à l'aide du logiciel SIMCA v15 (Umetrics, Umeå, Suède). Le paquet mixOmics (Rohart et al., 2017) est utilisé pour effectuer des analyses multiniveaux.
Pour créer le réseau métabolique, un logiciel librement accessible est développé et utilisé par l'INRAE, Toxalim : MetExplore. Il s’agit un serveur web qui offre la possibilité de relier les métabolites identifiés dans des expériences métabolomiques non ciblées dans le contexte de réseaux métaboliques reconstruits à l'échelle du génome. Le pipeline d'analyse comprend le mappage des données métabolomiques sur le réseau métabolique spécifique d'un organisme, puis l'application de méthodes basées sur les graphes et d'outils de visualisation avancés pour améliorer l'analyse des données.
Tous les échantillons sont discriminés à partir des données RMN selon les facteurs de traitement et d’irradiation. A partir de cette discrimination significative, 52 caractéristiques sont discriminantes (VIP >1) significatives (valeur p corrigée par le FDR du test de Mann Whitney <0 ,05).
a) Fonction barrière et h ydratation : approche métabolomique
Le bord d’attaque 31 et le bord de fuite 32 de l’ensemble des sections 30 de l’empilement de sections 30 forment respectivement, pour chaque pale statorique aval 16, un bord d’attaque 22 et un bord de fuite 23 de la pale. De même, la ligne d’intrados 33 et la ligne d’extrados 34 de l’ensemble des sections 30 de l’empilement de sections 30 forment respectivement, pour chaque pale statorique aval 16, une face d’intrados 24 (visible à la figure 3a) et une face d’extrados (non visible à la figure 3a) de la pale statorique aval 16.
Dans les exemples illustrés qui sont décrits ci-après, chaque pale statorique aval 16 présente des caractéristiques dimensionnelles identiques. Autrement dit, chaque pale statoriques aval 16 présente un profil aérodynamique identique. Il est donc entendu que pour chaque section 30 de l’une des pales statoriques aval 16, il existe une section 30 correspondante d’un autre parmi les pales statoriques aval 16 qui est disposée à la même distance radiale de l’axe longitudinal et qui présente le même profil aérodynamique. Selon une variante non représentée, au moins deux pales statoriques aval 16 peuvent présenter des caractéristiques dimensionnelles différentes. Autrement dit, au moins deux pales statoriques aval 16 peuvent présenter un profil aérodynamique différent l’une de l’autre.
Chaque pale statorique aval 16 présente un axe de calage AC respectif. Comme visible à la figure 3a, l’axe de calage AC de chaque pale statorique aval 16 est ici compris dans un plan perpendiculaire à l’axe longitudinal X. En particulier, l’axe de calage AC de chaque pale statorique aval 16 s’étend radialement dans l’exemple illustré.
Tel que représentée à la figure 3b, L’angle de calage γ de chaque pale statorique aval 16 correspond à l’angle formé entre, d’une part, un premier axe A1 qui est définit par l’intersection entre le plan de section d’une section 30 de référence parmi l’empilement de sections 30 de la pale statorique aval 16 et un plan perpendiculaire à l’axe longitudinal X qui comprend l’axe de calage AC de la pale statorique aval 16, et d’autre part, la corde C de la section 30 de référence de la pale statorique aval 16. L’angle de calage γ est mesuré du côté amont du plan perpendiculaire à l’axe longitudinal X qui comprend l’axe de calage AC de la pale statorique aval 16. L’angle de calage γ est mesuré positivement selon un sens allant du premier axe A1 à la corde C de la section 30 de référence, et plus particulièrement dans un sens coïncidant avec le sens allant de la ligne d’intrados 33 vers la ligne d’extrados 34.
La section 30 de référence de chaque pale statorique aval 16 est ici située, sur la pale statorique aval 16 correspondante, à une distance radiale à l’axe longitudinal X qui correspond à 75% du rayon radialement externe de la pale statorique aval 16 correspondante.
Dans la suite, une première pale statorique aval 16 est dite « à calage fermé » relativement à une seconde pale statorique aval 16 lorsqu’elle présente un angle de calage γ inférieur à l’angle de calage γ de la seconde pale statorique aval 16. A l’inverse, une première pale statorique aval 16 est dite « à calage ouvert » relativement à une seconde pale statorique aval 16 lorsqu’elle présente un angle de calage γ supérieur à l’angle de calage γ de la seconde pale statorique aval 16.
Quelle que soit la configuration de calage de chacune des pales statoriques aval 16, la face d’intrados 24 et la face d’extrados sont, pour chacune des pales statoriques aval 16, positionnées l’une par rapport à l’autre selon un même sens dans la direction circonférentielle.
La solidité de la rangée annulaire de pales statoriques aval 16, définie comme le rapport entre la corde C, et l’espacement dans la direction circonférentielle entre deux pales statoriques aval 16 circonférentiellement consécutives, peut être inférieure ou égale à 3 sur l’ensemble de la dimension de radiale de chaque pale statorique aval 16. En particulier, dans un mode de réalisation privilégié, la solidité est inférieure ou égale à 1 au niveau d’une extrémité radialement externe 21 de chaque pale statorique aval 16.
Le rapport entre, d’une part, la distance L dans la direction longitudinale séparant un plan médian PAM de la rangée annulaire de pales rotoriques amont 14 et un plan médian PAV de la rangée annulaire de pales statoriques aval, et d’autre part, le diamètre D de la turbomachine 10 peut varier entre 0.01 et 0.8, de préférence entre 0.1 et 0.5. Le plan médian PAM, PAV de chaque rangée annulaire de pales est ici normal à l’axe longitudinal X. Le plan médian PAM, PAV de chaque rangée annulaire de pales est le plan contenant l’axe de calage AC de chacune des pales de la rangée annulaire correspondante. Le diamètre D de la turbomachine 10 correspond ici au diamètre de l’hélice amont. Le bord de fuite de chacune des pales de la rangée annulaire amont 14 est situé longitudinalement en amont d’un bord d’attaque 22 de chacune des pales de la rangée annulaire aval 16. Ainsi, on limite, voire on évite, des interférences entre les rangées annulaires de pales.
Le pylône 18 présente une extrémité radialement interne 20 par laquelle il est relié au moyeu 12 de la turbomachine 10. Le pylône 18 s’étend globalement radialement en ce qu’il s’étend selon une direction comprenant au moins une composante radiale. Il n’est pas exclu que le pylône 18 s’étend selon une direction comprenant aussi une composante longitudinale et/ou une composante circonférentielle. Dans l’exemple de la , le pylône s’étend selon une direction comprenant une composante radiale et une composante longitudinale. Le pylône 18 comprend un bord d’attaque 41 et un bord de fuite 42 entre lesquels s’étendent de chaque côté dans la direction circonférentielle une face d’extrados 44 et une face d’intrados 43. La face d’extrados 44 et la face d’intrados 43 du pylône 18 sont, au moins sur une partie amont du pylône 18, disposées circonférentiellement de chaque côté d’un plan radial définit par l’axe longitudinal X et un axe radial passant par le bord d’attaque 41 de l’extrémité radialement interne du pylône 18. Dans l’exemple illustré, le pylône 18 présente un profil aérodynamique.