INPI-France/Brevets-Francais-2024-Chunked huggingface dataset:
Dans une troisième étape E3, le fluide caloporteur F circule ensuite à nouveau dans l’échangeur régénérateur EXr où il transfère des calories au fluide caloporteur F qui circule en amont du premier échangeur moteur 41. Le fluide caloporteur F est ainsi refroidi dans l’échangeur régénérateur EXr jusqu’à une quatrième température T4. Dans cet exemple, le fluide caloporteur F est refroidi, dans l’étape E3, jusqu’à une température comprise entre 127°C (400K) et 227°C (500K).
Le fluide caloporteur F est ensuite acheminé, dans une étape E4, vers l’enceinte réservoir EN-R. Dans une cinquième étape E5, le fluide caloporteur F traverse le premier échangeur réservoir 51 dans l’enceinte réservoir EN-R dans lequel il transfère ses calories au flux de carburant. Le fluide caloporteur F est ainsi refroidi jusqu’à la cinquième température T5, dans cet exemple égale à la première température T1.
Le fluide caloporteur F circule alors dans la boucle de circulation 2 dans l’enceinte réservoir EN-R, c’est-à-dire dans la branche réservoir 22, pour être acheminé vers l’enceinte moteur EN-M où il sera réchauffé à nouveau dans l’échangeur régénérateur EXr.
PROCÉDÉ PERFECTIONNÉ D’ESTIMATION DU REMPLISSAGE EN AIR DANS UN MOTEUR THERMIQUE ESSENCE SURALIMENTÉ L’invention concerne de manière générale la commande des moteurs thermiques de type essence. Plus particulièrement, l’invention se rapporte à un procédé perfectionné d’estimation du remplissage en air des cylindres d’un moteur thermique essence suralimenté.
L’estimation de la charge en air frais des cylindres d’un moteur thermique essence suralimenté est effectuée pour un régime moteur donné et un calage de distribution donné. La variation d’acoustique dans le répartiteur d’admission d’air du moteur est considérée dans deux zones distinctes, à savoir, une zone dite atmosphérique et une zone dite suralimentée. Dans l’état de technique, la transition d’une zone à l’autre intervient progressivement en fonction d’un seuil de pression et d’un niveau de pression dans le répartiteur d’admission d’air.
Enfin, l’invention concerne un procédé de contrôle de la température d’un fluide caloporteur au moyen du système de contrôle tel que décrit précédemment, le fluide caloporteur étant initialement au point d’entrée moteur à une première température, le procédé comprenant les étapes consistant à : préchauffer le fluide caloporteur en amont du premier échangeur moteur, dans l’échangeur de chaleur régénérateur, jusqu’à une deuxième température supérieure à la première température et à la température minimale de fonctionnement, réchauffer le fluide caloporteur dans le premier échangeur moteur jusqu’à une troisième température supérieure à la deuxième température et supérieure à la température maximale de fonctionnement, refroidir le fluide caloporteur en aval du premier échangeur moteur, dans l’échangeur de chaleur régénérateur, jusqu’à une quatrième température inférieure à la troisième température et inférieure à la température maximale de fonctionnement.
Dans une forme de réalisation, la première température est inférieure à la température minimale de fonctionnement.
La est une représentation schématique d’un système de conditionnement comprenant un système de contrôle selon l’art antérieur.
La est une représentation schématique d’un système de conditionnement comprenant un système de contrôle selon une forme de réalisation de l’invention.
La est une représentation schématique d’un système de contrôle selon une deuxième forme de réalisation de l’invention.
La est une représentation schématique d’un système de contrôle selon une troisième forme de réalisation de l’invention.
DESCRIPTION DETAILLEE DE L’INVENTION En référence à la , il est représenté un système de conditionnement SC d’un fluide à réchauffer Q issu d’un réservoir cryogénique R. Dans cet exemple, le fluide à réchauffer Q est stocké dans le réservoir cryogénique R à une température initiale Ti de l’ordre de - 253 à -251°C (20 à 22 Kelvins). A cette température, le fluide à réchauffer Q est liquide.
Dans cet exemple, le fluide à réchauffer Q est du carburant pour alimenter un moteur, en particulier dans cet exemple une turbomachine M d’aéronef. Il va de soi que le fluide à réchauffer Q pourrait être différent, en particulier du comburant (oxygène) ou des gaz inertes de service (azote, CO2). Dans cet exemple, la turbomachine M est configurée pour assurer la propulsion de l’aéronef, notamment, par entrainement d’au moins un organe propulsif. Enfin, dans cet exemple, le carburant est de l’hydrogène liquide, mais il va de soi que l’invention s’applique à d’autres types de carburant, par exemple, du méthane liquide ou du gaz naturel liquéfié.
Comme représenté sur la , le réservoir cryogénique R est monté dans une enceinte réservoir EN-R et le moteur M est monté dans une enceinte moteur EN-M, distincte et distante de l’enceinte réservoir EN-R. Le système de conditionnement SC s’étend à la fois dans l’enceinte moteur EN-M et dans l’enceinte réservoir EN-R.
Dans cet exemple, le système de conditionnement SC comprend un circuit de carburant CQ relié en entrée au réservoir cryogénique R et en sortie à la turbomachine M, et une pompe mécanique P configurée pour faire circuler un flux de carburant Q à réchauffer depuis le réservoir cryogénique R d’amont en aval dans le circuit de carburant CQ. Il va de soi que le système de conditionnement SC pourrait comprendre un nombre différent de pompes mécaniques P, en particulier un nombre supérieur à une pompe mécanique P.
Le système de conditionnement SC comprend également un système de contrôle 1 de la température d’un fluide caloporteur F selon l’invention, configuré pour transférer des calories au flux de carburant Q de manière à le réchauffer pour qu’il puisse alimenter la turbomachine M.
Selon l’invention, toujours en référence à la , le système de contrôle 1 comprend une boucle de circulation 2 du fluide caloporteur F s’étendant à la fois dans l’enceinte réservoir EN-R et dans l’enceinte moteur EN-M. La boucle de circulation 2 est configurée pour fonctionner à une température supérieure à la température minimale de fonctionnement Tmin en entrée des échangeurs de chaleur à sources chaudes, pour éviter de givrer les sources chaudes extérieures dans les échangeurs de chaleur, comme cela sera décrit plus en détails par la suite. Par l’expression « configuré pour fonctionner à une température », on entend que les fluides (fluide à réchauffer Q, fluide caloporteur F, fluides chauds, …) circulent à une température supérieure à la température minimale de fonctionnement Tmin. De même, la boucle de circulation 2 est configurée pour fonctionner à une température inférieure à une température maximale de fonctionnement Tmax en sortie de l’enceinte moteur EN-M, pour éviter tout risque d’endommagement de la structure de l’aéronef lors de la circulation du fluide caloporteur F entre l’enceinte moteur EN-M et l’enceinte réservoir EN-R.
Dans cet exemple, la température minimale de fonctionnement Tmin est de l’ordre de 2°C (275K). De même, dans cet exemple, la température maximale de fonctionnement Tmax est de l’ordre de 227°C (500K).
Selon l’invention, la boucle de circulation 2 comprend une branche moteur 21, s’étendant dans l’enceinte moteur EN-M entre un point d’entrée moteur P1m et un point de sortie moteur P2m, et une branche réservoir 22, s’étendant dans l’enceinte réservoir EN-R entre un point d’entrée réservoir P1r et un point de sortie réservoir P2r. Le point de sortie moteur P2m est relié fluidiquement au point d’entrée réservoir P1r et le point de sortie réservoir P2r est relié fluidiquement au point d’entrée moteur P1m, de manière à permettre la circulation continue du fluide caloporteur F dans la boucle de circulation 2.
Le fluide caloporteur F circule dans la branche moteur 21 d’amont en aval entre le point d’entrée moteur P1m et le point de sortie moteur P2m, et dans la branche réservoir 22 d’amont en aval entre le point d’entrée réservoir P1r et le point de sortie réservoir P2r.
Le fluide caloporteur F présente au point d’entrée moteur P1m, une première température T1. Selon l’invention, la première température T1 peut être soit inférieure, soit supérieure à la température minimale de fonctionnement Tmin en entrée de l’enceinte moteur EN-M, comme cela sera décrit plus en détails par la suite. Dans cet exemple, la première température T1 est comprise entre -123 et -23 °C (150 et 250 K).
Toujours en référence à la , le système de contrôle 1 comprend une pompe mécanique 3 configurée pour faire circuler le fluide caloporteur F dans la boucle de circulation 2. Il va de soi que la boucle de circulation 2 pourrait comprendre un nombre différent de pompes mécaniques 3.
De préférence, la pompe mécanique 3 est positionnée dans la boucle de circulation 2 de manière à recevoir le fluide caloporteur F présentant la température minimale, de manière à profiter de la densité maximale du fluide caloporteur F, ce qui permet de pomper un même débit massique à moindre coût énergétique. Dans cet exemple, la pompe mécanique 3 est montée dans l’enceinte moteur EN-M, comme représenté sur la . Il va de soi que la pompe mécanique 3 pourrait tout aussi bien être montée dans l’enceinte réservoir EN-R, comme représenté sur la .
Selon l’invention, le système de contrôle 1 comprend un premier échangeur moteur 41 et un premier échangeur réservoir 51, montés sur la boucle de circulation 2.
Le premier échangeur moteur 41 est monté dans l’enceinte moteur EN-M sur la branche moteur 21. Le premier échangeur moteur 41 est configuré pour réchauffer le fluide caloporteur F à partir de calories transférées par un ou plusieurs fluide(s) chaud(s) Cm disponible(s) dans l’enceinte moteur EN-M, par exemple la chaleur issue de l’huile de lubrification de la turbomachine M, les calories en sortie de turbine, la chaleur de la tuyère, etc.
Le premier échangeur moteur 41 est configuré pour réchauffer le fluide caloporteur F jusqu’à une troisième température T3 supérieure à la première température T1. Plus précisément, selon l’invention, la troisième température T3 est supérieure à la température maximale de fonctionnement Tmax, dans cet exemple de l’ordre de 227°C (500K). En particulier, dans cet exemple, la troisième température T3 du fluide caloporteur F en sortie du premier échangeur moteur 41 est comprise entre 227°C (500K) et 377°C (650K), ce qui permet avantageusement de limiter le débit de circulation du fluide caloporteur F dans la boucle de circulation 2.
Le premier échangeur réservoir 51 est monté dans l’enceinte réservoir EN-R sur la branche réservoir 22. Le premier échangeur réservoir 51 est configuré pour réchauffer le fluide à réchauffer Q, dans cet exemple le flux de carburant, à partir de calories transférées par le fluide caloporteur F.
Le premier échangeur réservoir 51 est configuré pour réchauffer le flux de carburant jusqu’à une température primaire Tp supérieure à la température initiale Ti. Dans cet exemple, la température primaire Tp en sortie du premier échangeur réservoir 51 est comprise entre -73°C (200K) et 27°C (300K). Une telle température permet par exemple de limiter tout risque de givrage de la vapeur d’eau contenue dans l’air en contact avec les injecteurs de carburant dans la chambre à combustion de la turbomachine M.
EXr Selon l’invention, le système de contrôle 1 comprend un échangeur de chaleur régénérateur EX monté sur la branche moteur 21. Par souci de concision, un tel échangeur sera désigné par la suite « échangeur régénérateur EXr ». L’échangeur régénérateur EXr est configuré pour réchauffer le fluide caloporteur F directement en amont du premier échangeur moteur 41 par le fluide caloporteur F directement en aval du premier échangeur moteur 41.
Plus précisément, l’échangeur régénérateur EXr est configuré pour réchauffer le fluide caloporteur F circulant en amont du premier échangeur moteur 41, initialement à la première température T1, jusqu’à une deuxième température T2, à partir de calories transférées par le fluide caloporteur F qui circule en aval du premier échangeur moteur 41, initialement à la troisième température T3. Selon l’invention, la deuxième température T2 est supérieure à la température minimale de fonctionnement Tmin, la deuxième température T2 étant supérieure à la première température T1 et inférieure à la troisième température T3.
De manière incidente, en aval du premier échangeur moteur 41, l’échangeur régénérateur EXr est configuré pour abaisser la température du fluide caloporteur F initialement à la troisième température T3, jusqu’à une quatrième température T4 inférieure à la température maximale de fonctionnement Tmax.
Autrement dit, l’échangeur régénérateur EXr permet au fluide caloporteur F d’être réchauffé dans le premier échangeur moteur 41 à une température supérieure à la température maximale de fonctionnement Tmax et d’être refroidi avant sa sortie de l’enceinte moteur EN-M à une température inférieure à la température maximale de fonctionnement Tmax. La température de fluide caloporteur F n’est ainsi pas limitée dans l’enceinte moteur EN-M, ce qui permet de limiter son débit, permettant de limiter le diamètre, la masse et l’encombrement de la tuyauterie dans la boucle de circulation 2.
Ainsi la température T1 peut être inférieure à la température minimale de fonctionnement Tmin au point d’entrée moteur P1m puisque la température du fluide caloporteur F sera réchauffée jusqu’à la deuxième température T2 avant son entrée dans le premier échangeur moteur 41, les sources chaudes Cm ne risquent ainsi pas de givrer dans le premier échangeur moteur 41.
Dans une forme de réalisation, la deuxième température T2 du fluide caloporteur F est comprise entre 2°C (275K) et 90°C (363K).
De même, de préférence, la quatrième température T4 du fluide caloporteur F est comprise entre 127°C (400K) et 227°C (500K).
Comme cela est détaillé par la suite, ces deux groupes de paramètres nous permettent de calculer les ajustements à effectuer sur le groupe de paramètres d’actions constitué de :
La vitesse du convoyeur La vitesse des ventilateurs internes au tunnel La température des gaz issus de la hotte d’entrée La température des gaz issus de la hotte de sortie La consigne de température régnant à l’intérieur du tunnel.
Comme on le démontrera ci-dessous, l’invention, contrairement à l’art antérieur, agit non pas sur un seul paramètre (par exemple seulement sur la vitesse des ventilateur ou encore seulement sur le transfert thermique) mais sur plusieurs paramètres régissant le fonctionnement du tunnel.
Pour mieux comprendre l’invention, on trouve ci-dessous un exemple de première matrice constituée par le 1 er groupe de paramètres et par les actions d’anticipation exercées, chaque case de cette matrice étant constituée d’un facteur établissant un lien entre un paramètre donné et une action d’anticipation donnée.
Et l’on trouve également ci-dessous un exemple de seconde matrice constituée par le 2e groupe de paramètres et par les actions de « rétroaction » exercées, chaque case de cette matrice étant constituée d’un facteur établissant un lien entre un paramètre donné et une rétroaction donnée.
Matrice du 1 er groupe de paramètres (paramètres dits « d’anticipation ») Vitesse convoyeur Vitesse ventilateurs Température gaz hotte entrée Température gaz hotte sortie Consigne de température à l’intérieur du tunnel Température produits entrants x11 x21 x31 x41 x51 Débit de produits entrants x12 x22 x32 x42 x52 Température ambiante x13 x23 x33 x43 x53 Humidité ambiante x14 x24 x34 x44 x54 Pression atmosphérique x15 x25 x35 x45 x55
Matrice du 2d groupe de paramètres (paramètres dits « de rétroaction ») Vitesse convoyeur Vitesse ventilateurs Température gaz hotte entrée Température gaz hotte sortie Consigne de température à l’intérieur du tunnel Température produits sortant y11 y21 y31 y41 y51 Débit cryogène injecté y12 y22 y32 y42 y52 Température gaz hotte entrée y13 y23 y33 y43 y53 Température gaz hotte sortie y14 y24 y34 y44 y54 Température au voisinage hotte entrée y15 y25 y35 y45 y55 Température au voisinage hotte sortie y16 y26 y36 y46 y56
Et l’on notera que si le contenu de certaines cases est mis à zéro, dans leur cas on doit comprendre il n’y a pas de rétroaction à engager.
Exemplifions dans ce qui suit les actions qui peuvent être engagées :
Si la case dite x11 est à -3, alors quand la température du produit entrant est égale à 5°C, plus élevée que la consigne, le système va automatiquement adapter la vitesse du convoyeur par 5 x (-3) = -15 unités (par exemple -15%). En conséquence, pour un produit entrant plus chaud que ce qui était attendu, le tunnel va, par anticipation, engager une réduction de la vitesse du convoyeur et un temps de surgélation plus élevé. En d’autres termes, la température plus élevée d’un produit entrant va être automatiquement anticipée et contrebalancée par le système.
Et le même type d’action va être défini dans la matrice pour chaque couple de paramètres.
Et si l’on décide, dans un couple de paramètres donné (une case donnée), que l’on ne souhaite aucune action, alors le paramètre de liaison va être mis à zéro (par exemple on décide de mettre X12 à zéro et ainsi des variations de débit de produits n’entraineront aucune action sur la vitesse du convoyeur). Cela peut par exemple être le cas lorsque l’on désire que le convoyeur fonctionne à vitesse constante. Dans ce cas, tous les paramètres de la matrice ayant un impact sur la vitesse du convoyeur seront mis à zéro. Dans notre exemple précédant, x11 sera ajusté à zéro.
Pour le second groupe de paramètres (seconde matrice), le fonctionnement va être exemplifié ci-dessous.
Ainsi par exemple si Y51 = -0.5, le système procèdera alors à l’action suivante : si un produit sortant du tunnel a une température de 6°C, plus élevée que la consigne fixée, le tunnel va alors automatiquement ajuster la température à l’intérieur du tunnel de 6 x (-0.5) = 3°C i.e en faisant décroitre la consigne de 3°C par minute, pas à pas.
La température des produits sortants va ainsi décroitre pas à pas, jusqu’à atteindre la consigne requise en sortie. Lorsque la consigne requise sera obtenue, le système se stabilise et la consigne de température dans le tunnel sera elle aussi stabilisée à la valeur qui permet d’obtenir le refroidissement optimal du produit.
A nouveau, si l’on souhaite n’engager aucune action sur un couple de paramètres donné, on fixe la case correspondante de la matrice à zéro, par exemple si la case Y22 est fixée à zéro, une variation sur le débit de cryogène injecté n’entrainera aucune action sur la vitesse des ventilateurs.
A partir du clinker obtenu à l’issue de l’exemple 1, on produit un ciment PORTLAND par réalisation des étapes suivantes : broyage du clinker et du gypse (présent à raison de moins de 5% du mélange de clinker et de gypse) ; préparation d’une pâte cimentaire par gâchage à l’eau, la pâte cimentaire étant caractérisée par un rapport massique E/C (E représentant la masse de solution aqueuse) et C représentant la masse du mélange de clinker et de gypse) qui est de l’ordre de 0,5. A l’issue de la prise du ciment, on réalise les essais de caractérisation du ciment PORTLAND selon l’invention, que l’on compare à celle d’un ciment commercial (CEM I 52.5). La montre que le ciment selon l’invention présente une cinétique de prise plus rapide que le 52,5 N commercial.
Le pic thermique est atteint plus tôt que pour certains CEM I commerciaux mais le flux cumulé reste inférieur donc avec une chaleur d’hydratation qui reste en deçà de ce qui est des CEM I courants.
FLUIDE DE REFROIDISSEMENT BIODEGRADABLE PAR IMMERSION DIRECTE DOMAINE TECHNIQUE DE L’INVENTION L’invention concerne l’utilisation d’un fluide isoparaffinique facilement biodégradable comme fluide de refroidissement par immersion directe, en particulier pour les data center (en français « centres de données ». L’invention concerne également un système de refroidissement et un procédé de refroidissement par immersion directe dans un fluide de refroidissement isoparaffinique facilement biodégradable.
ETAT DE LA TECHNIQUE L’économie des données est en plein essor. Beaucoup d’aspects de notre vie quotidienne (appareils intelligents, maisons, villes et véhicules autonomes) dépendent de centres de données, appelés « data centers » comprenant notamment de très nombreux ordinateurs et de très nombreux serveurs. Ces centres ont un coût important en termes de consommation d'énergie.
De nombreuses techniques peuvent être utilisées pour refroidir des dispositifs électroniques (par exemple, des processeurs, des mémoires, des dispositifs de mise en réseau et d'autres dispositifs générant de la chaleur) qui sont situés dans les data center. Par exemple, une convection forcée peut être créée en fournissant un flux d'air de refroidissement au-dessus des dispositifs. Des ventilateurs situés à proximité des dispositifs, des ventilateurs situés dans des salles de serveurs informatiques et/ou des ventilateurs situés dans des conduits en communication fluidique avec l'air entourant les dispositifs électroniques, peuvent forcer le flux d'air de refroidissement dans les data center.
Plus récemment, des systèmes de refroidissement par immersion dans un liquide de refroidissement ont été développés.
Le refroidissement liquide à immersion directe monophasée signifie que le liquide de refroidissement ne change pas de phase lors du processus de refroidissement (de dissipation de chaleur) des organes du data center.
Des liquides de refroidissement par immersion directe monophasée ont été développés. Il s’agit typiquement de composés fluorocarbonés. Ces composés sont des gaz à effet de serre puissants qui peuvent avoir un impact sur la couche d’ozone (pouvoir de réchauffement global, en anglais « Global Warming Potential »).
La présente invention a pour objectif de fournir un fluide hydrocarboné facilement biodégradable comme fluide de refroidissement par immersion directe en monophasée de data center.
Selon un mode de réalisation, le fluide hydrocarboné comprend par rapport au poids total du fluide hydrocarboné :
au moins 95% en poids d’isoparaffines, et/ou au plus 5% en poids de paraffines normales, et/ou au plus 1% en poids de naphtènes, et/ou moins de 50 ppm en poids d’aromatiques.
Selon un mode de réalisation, le fluide hydrocarboné présente :
un point éclair supérieur ou égal à 110°C, de préférence supérieur ou égal à 120°C, voire supérieur ou égal à 140°C selon la norme ASTM D93, et/ou une viscosité cinématique à 40°C inférieure ou égale à 5 cSt, de préférence inférieure ou égale à 4 cSt.
La illustre un exemple de courbe CBR, selon un modèle de l’état de la technique, donnant un remplissage en air frais normalisé RN en fonction de la pression moyenne PRa (en millibar « mb ») dans le répartiteur d’admission d’air.
Dans ce modèle, dans une zone atmosphérique ZA et une zone suralimentée ZS de la courbe CBR, les relations entre le remplissage RN et la pression moyenne PRa sont représentées par des sections de droite dont les pentes sont des coefficients d’acoustique CAA et CAS appliqués respectivement dans les zones ZA et ZS.
Un facteur de transition FAT, évoluant entre zéro (0) et un (1) à partir d’un seuil de pression PS et en fonction de la pression PRa, détermine la forme de la courbe CBR dans une zone de transition ZT entre la zone atmosphérique ZA et la zone suralimentée ZS. Le seuil de pression PS, PS=f(RPM, CAL, PABP), est fonction du régime moteur RPM, du calage CAL de la distribution et de la pression en amont du boitier de papillon des gaz du moteur thermique. Le seuil de pression PS est donné par l’égalité suivante : PS = Pini*PABP/P0, dans laquelle Pini, Pini=f(RPM, CAL), est une valeur initiale de seuil de pression fonction du régime moteur RPM et du calage CAL, et P0 est la pression atmosphérique. La largeur de la zone de transition DP, DP=f(RPM), est fonction du régime moteur RPM. Le facteur de transition FAT est représenté par l’égalité suivante : FAT = (PRa - (Pini*PABP/P0))/DP.