INPI-France/Brevets-Francais-2024-Chunked huggingface dataset:
Dans le domaine des industries de la transformation, il est connu de recourir à divers procédés de traitement thermiques appliqués aux matériaux divisés tels que des produits granulaires, des poudres ou des boues.
Par exemple, pour la fabrication de granules d’argile expansée, il est connu de recourir à des fours rotatifs de cuisson et d’expansion à haute température, l’énergie calorifique de ces fours étant apportée par la combustion d’un combustible fossile tel que du gaz ou du fuel.
Cependant, ce type de fours à énergie fossile présente de nombreux inconvénients. D’une part, le rendement de ces fours est faible et leur temps de mise en chauffe rend leur régulation difficile. D’autre part, ces fours engendrent de forts désagréments pour l’environnement (pollution due à l’émission de CO2, pollution olfactive, etc.)
On connaît également la publication WO 01/34533 qui décrit un procédé de fabrication de granulés d’argile expansées par chauffage de ces granulés par rayonnement micro-ondes. Plus précisément, ce document divulgue un four à micro-ondes fonctionnant de façon discontinue en introduisant des lots successifs de matériaux à traiter. Une cavité interne rotative soumise à un rayonnement micro-ondes assure l’expansion d’un volume déterminé de granules d’argile, à charge pour l’opérateur de vider puis remplir à nouveau la cavité en granules d’argile.
Ce four à micro-ondes présente l’inconvénient principal qu’il fonctionne de façon discontinue et ne permet pas de réaliser un traitement thermique en continu.
Différents dispositifs de traitement ont été élaborés pour remédier à ce problème. Par exemple, on connaît le document EP 0,036,362 qui propose un dispositif de traitement thermique de matériaux divisés utilisant une vis d’Archimède logée dans un fourreau pour le transport et le brassage du produit à traiter. Les matériaux à traiter sont disposés dans le filet de la vis dont les dimensions lui permettent de faire officie de guide d’ondes. Cette solution présente l’inconvénient de fortement limiter la zone de chauffe et ne permet pas un bon brassage du produit à traiter.
On connaît également du document WO 2012/045923 un dispositif de traitement thermique en continu de matériaux divisés par rayonnement micro-ondes comprenant une enceinte, une entrée et une sortie, et des moyens d’acheminement et de brassage munis de palettes de malaxage réparties sur une portion de la longueur.
On connaît encore du document CN102519247 un four rotatif utilisant des antennes micro-ondes à pertes de charge qui sont disposées à l’intérieur d’un tube de chauffe à micro-ondes, lui-même inséré à l’intérieur du four. La chauffe du matériau disposé dans le four est réalisée, d’une part par les micro-ondes émises par les antennes, et d’autre part par rayonnement calorifique du tube de chauffe. L’inconvénient principal de ce four réside dans son étanchéité aux micro-ondes qui est traitée par des joints en graphite. Or, ce type de joint s’échauffe lorsqu’il est soumis aux micro-ondes.
On connaît encore du document CN 109579512 un four rotatif ayant plusieurs sections de four, certaines sections étant fixes et d’autres rotatives. Ce four pose d’importants problèmes d’étanchéité aux poussières au niveau des jonctions entre les sections fixes et les sections rotatives. De plus du fait de la dilatation des aciers constitutifs de ce four, des fuites d’ondes à haute température sont généralement observées.
L’invention a pour objet de proposer un dispositif de traitement thermique en continu de matériaux divisés qui ne présente pas les inconvénients précités.
Conformément à l’invention, ce but est atteint grâce à un four rotatif à micro-ondes pour le traitement thermique de matériaux divisés, comprenant : un corps cylindrique rotatif de chauffe centré sur un axe longitudinal, deux capots fixes montés sur chaque extrémité longitudinale du corps de chauffe avec interposition de joints annulaires de piégeage d’ondes, au moins un guide d’ondes à fentes monté à l’intérieur du corps de chauffe en s’étendant longitudinalement entre chaque extrémité de celui-ci et raccordé à au moins une extrémité à un générateur de micro-ondes, un système d’alimentation en matériaux divisés débouchant dans le corps de chauffe à une première extrémité longitudinale de celui-ci, un système d’évacuation des matériaux divisés s’ouvrant dans le corps de chauffe à une deuxième extrémité longitudinale de celui-ci opposée à la première extrémité longitudinale, des moyens d’évacuation de fumées et/ou d’injection de gaz à l’intérieur du corps de chauffe, des moyens de mise en rotation du corps de chauffe autour de son axe longitudinal, et des moyens d’inclinaison de l’axe longitudinal du corps de chauffe par rapport à l’horizontale de façon à réguler la vitesse d’avance des matériaux divisés admis dans le corps de chauffe.
Le four selon l’invention est remarquable notamment en ce que l’étanchéité aux micro-ondes entre le corps de chauffe rotatif et les capots fixes est réalisée par l’intermédiaire de joints annulaires de piégeage d’ondes. Ce type de joints sans contact a pour avantage de ne pas chauffer aux micro-ondes et d’être particulièrement efficaces pour assurer une étanchéité aux micro-ondes tout en permettant de tenir compte des dilatations thermiques du corps de chauffe. Par ailleurs, le traitement thermique par micro-ondes selon l’invention s’effectue sans fluide caloporteur et directement au cœur de la matière. C’est cette dernière qui chauffe le milieu environnant et le gradient de température se manifeste de l’intérieur vers l’extérieur. Ce traitement thermique est ainsi particulièrement avantageux pour la tenue des éléments du four qui sont soumis à des températures bien plus faibles que dans un four classique à brûleur.
De préférence, chaque joint de piégeage d’ondes comprend au moins une paire de disques fixés sur l’un des capots fixes, centrés sur l’axe longitudinal du corps de chauffe, réalisés en matériau conducteur électriquement et espacés longitudinalement l’un de l’autre de façon à former une rainure annulaire ayant une profondeur correspondant au quart de la longueur d’onde des micro-ondes émises par le guide de micro-ondes à fentes à un multiple de la longueur d’ondes près. Cette géométrie particulière des joints de piégeage d’ondes permet ainsi d’annuler en grandie partie une onde qui passerait entre le corps de chauffe et les capots fixes. En effet, une partie de l’onde incidente passe directement le long du corps de chauffe tandis qu’une autre partie de l’onde s’introduit dans le piège transversal formé par la paire de disques. La longueur parcourue par l’onde dans la rainure est telle qu’un aller et retour de l’onde permet d’obtenir un déphasage de la moitié de la longueur d’onde par rapport à l’onde incidente, ce qui permet d’annuler cette dernière.
De préférence également, chaque joint de piégeage d’ondes comprend une pluralité de paires de disques espacées longitudinalement l’une de l’autre d’une distance correspondant au quart de la longueur d’onde des micro-ondes émises par le guide de micro-ondes à fentes à un multiple de la longueur d’ondes près. L’espacement entre deux paires de disques représente un second type de piège des ondes. En effet, une partie de l’onde incidente s’échappant sous le premier piège (formé par la première paire de disques) est reflétée par l’un des disques du piège suivant et revient vers le premier piège pour s’annuler. Le cumul de ces deux types de pièges permet d’éviter en totalité toute fuite d’ondes.
Le couplage entre les corrections apportées à la section de passage du premier détendeur 31 et les corrections apportées à la section de passage du deuxième détendeur 32 permet d’améliorer la stabilité du contrôle. Le gain associé à la diminution de la section de passage du deuxième détendeur 32 est par exemple égal à la moitié du gain associé à l’augmentation de la section de passage du premier détendeur 31. Ainsi, lorsque le contrôleur ouvre le premier détendeur 31 d’une certaine quantité, il ferme conjointement le deuxième détendeur 32 d’une valeur égale à la moitié de cette quantité.
Selon l’exemple ici décrit, la boucle principale A du circuit de fluide réfrigérant 10 comprend un troisième détendeur 33 agencé en aval du compresseur 7 et en amont du premier échangeur de chaleur 1, le procédé comprend l’étape : (viii) Contrôler une section de passage du fluide réfrigérant dans le troisième détendeur 33 de façon à ce que la pression de refoulement Pr_d soit égale à la consigne de pression de refoulement C_Pr_d déterminée. L’étape (viii) comprend ainsi une sous-étape : Déterminer la pression de refoulement Pr_d.
La illustre l’état thermodynamique du fluide réfrigérant lors du cycle thermodynamique décrit. La valeur sur l’axe des abscisses est l’enthalpie du fluide réfrigérant. La valeur sur l’axe des ordonnées est la pression du fluide réfrigérant, sur une échelle logarithmique. La courbe S est la courbe de saturation caractéristique du fluide réfrigérant employé. La région du diagramme comprise entre la courbe de saturation S et l’axe des abscisses correspond au domaine diphasique du fluide réfrigérant.
Le point A7a représente l’état du fluide réfrigérant en entrée du compresseur 7. La pression du fluide réfrigérant y est égale à la pression d’aspiration Pr_s. Le point A7b représente l’état du fluide réfrigérant en sortie du compresseur 7. La pression y est égale à la pression de refoulement Pr_d. Le point A1a représente l’état du fluide réfrigérant à l’entrée 1a du premier échangeur 1. Le troisième détendeur 33 réalise une détente partielle du fluide réfrigérant, de sorte que la pression du fluide réfrigérant dans le premier échangeur 1 est inférieure à la pression de refoulement Pr_d du compresseur 7.
Assurer une détente partielle du fluide réfrigérant dans le troisième détendeur 33 force le compresseur 7 à comprimer le fluide réfrigérant jusqu’à une valeur plus élevée que la pression de condensation dans le premier échangeur 1. La puissance thermique reçue par le fluide réfrigérant lors de sa compression est ainsi augmentée. La montée en température du système de conditionnement thermique 100 est ainsi accélérée. De plus, le fait d’utiliser une pression de refoulement la plus élevée possible permet de diminuer le régime de rotation du compresseur 7 et ainsi de diminuer le niveau sonore de fonctionnement.
Le débit de fluide réfrigérant à haute pression en sortie du compresseur 7 est divisé entre un premier débit qui circule dans la boucle principale A et traverse le premier échangeur 1, et un deuxième débit qui circule dans la première branche de dérivation B, la division en deux débits étant réalisée au niveau du premier point de raccordement 11. Le fluide réfrigérant circulant dans la boucle principale A et partiellement détendu par le troisième détendeur 33 se condense dans le premier échangeur 1 en cédant de la chaleur au fluide caloporteur F1. Le signe Q1 indique la quantité de chaleur transférée, et le point A8 caractérise l’état du fluide réfrigérant en sortie du dispositif d’accumulation 8. Le fluide réfrigérant sortant du premier échangeur 1 est ensuite détendu au niveau du premier détendeur 31. La point A31a caractérise l’état du fluide réfrigérant en entrée du premier détendeur 31 et le point A31b l’état en sortie du premier détendeur 31, c’est-à-dire après la détente. En ce point, le fluide réfrigérant est diphasique, en étant majoritairement sous forme liquide.
Le débit circulant dans la première branche de dérivation B subit une détente au niveau du deuxième détendeur 32. Le point A32b représente l’état thermodynamique du fluide réfrigérant en sortie du deuxième détendeur 32. En ce point du cycle, le fluide réfrigérant est à l’état de vapeur surchauffée. Ce débit de vapeur surchauffée circulant dans la première branche de dérivation B est mélangé au débit de fluide réfrigérant diphasique circulant dans la boucle principale A au niveau du deuxième point de raccordement 12, et rejoint l’entrée 2a du deuxième échangeur 2. La point A2a illustre l’état du point de mélange. Le débit de vapeur surchauffé est contrôlé de façon à ce que le mélange obtenu soit sous forme entièrement gazeuse, c’est-à-dire sous forme de vapeur surchauffée. La fiabilité du compresseur 7 est ainsi assurée, puisque le compresseur 7 ne risque pas de recevoir de réfrigérant à l’état liquide. Le point A2b représente l’état du fluide réfrigérant en sortie du deuxième échangeur 2. L’échange de chaleur est négligeable au niveau du deuxième échangeur 2. Sur la , la perte de charge générée par le deuxième échangeur 2 a été exagérée pour améliorer la lisibilité de la figure. Le fluide réfrigérant sortant du deuxième échangeur 2 rejoint l’entrée du compresseur 7, caractérisée par le point A7a. Le cycle thermodynamique est ainsi bouclé.
La illustre la relation entre la pression d’aspiration Pr_s à l’entrée du compresseur et la puissance électrique Pw_el fournie au compresseur, pour une pression de refoulement Pr_d fixe donnée, par exemple 25 Bar. La courbe N1 correspond à un régime de rotation N du compresseur qui est constant, ici égal à 5000 tr/min. La courbe N2 correspond à un régime supérieur à N1, ici 6000 tr/min et la courbe N3 correspond à un régime constant supérieur à N2, ici 7000 tr/min. A régime de rotation constant, la puissance électrique absorbée par le compresseur est une fonction croissante de la pression d’aspiration Pr_s. Pour une pression d’aspiration donnée, la puissance électrique absorbée par le moteur électrique 6 pour entrainer le compresseur 7 augmente lorsque le régime de rotation augmente. Un tel faisceau de courbes est déterminé pour l’ensemble de la plage de régimes de rotation du compresseur 7, pour l’ensemble de la plage de pressions d’aspiration admissibles et l’ensemble de la plage de pressions de refoulement admissibles. Le faisceau de courbes permet au procédé de contrôle de déterminer la pression d’aspiration, la pression de refoulement et le régime de rotation permettant d’atteindre la consigne de puissance électrique absorbée par le compresseur, et de là d’atteindre la consigne de puissance thermique à dissiper.
Selon un mode de réalisation, le procédé comprend les étapes : (vii1) Déterminer une surchauffe Sh du fluide réfrigérant en entrée du compresseur 7, (vii2) Contrôler une section de passage du premier détendeur 31 de façon à ce que la surchauffe Sh du fluide réfrigérant en entrée du compresseur 7 soit égale à une valeur de consigne C_Sh.
La consigne C_Sh de surchauffe en entrée du compresseur 7 est choisie de façon à garantir que le réfrigérant aspiré par le compresseur 7 soit sous forme entièrement gazeuse, afin de garantir la fiabilité du compresseur 7. Le contrôle de la section de passage du deuxième détendeur 32 permet de contrôler le débit de vapeur surchauffée circulant dans la première branche de dérivation B et donc de contrôler la composition du mélange illustré par le point A2a.
La valeur de consigne C_Sh de la surchauffe du fluide réfrigérant en entrée du compresseur 7 est par exemple comprise entre 5°C et 15°C.
Par définition, la surchauffe en entrée du compresseur 7 est égale à la température du fluide réfrigérant en entrée du compresseur 7 moins la valeur de la température de condensation du fluide réfrigérant correspondant à la pression du fluide réfrigérant en entrée du compresseur 7, c’est-à-dire la pression d’aspiration Pr_s. La température du fluide réfrigérant est par exemple mesurée par un capteur de température dont l’élément sensible est au contact du fluide réfrigérant. De même, la pression du fluide réfrigérant est par exemple mesurée par un capteur de pression dont l’élément sensible est au contact du fluide réfrigérant.
Selon un autre mode de réalisation, le procédé comprend les étapes : (vii1’) Déterminer une surchauffe Dsh du fluide réfrigérant en sortie du compresseur 7, (vii2’) Contrôler une section de passage du premier détendeur 31 de façon à ce que la surchauffe du fluide réfrigérant en sortie du compresseur 7 soit égale à une valeur de consigne C_Dsh.
Contrôler la consigne C_Dsh de surchauffe en sortie du compresseur 7 est une autre manière de garantir que le réfrigérant aspiré par le compresseur 7 soit sous forme entièrement gazeuse, de manière à garantir la fiabilité du compresseur 7.
La valeur de consigne C_Dsh de la surchauffe du fluide réfrigérant en sortie du compresseur 7 est comprise entre 15°C et 35°C.
La surchauffe Dsh en sortie du compresseur 7 est égale à la température mesurée du fluide réfrigérant en sortie du compresseur 7 moins la valeur de la température de condensation du fluide réfrigérant correspondant à la pression du fluide réfrigérant en sortie du compresseur 7, c’est-à-dire la pression de refoulement Pr_d.
L’élément 25 de la chaine de traction électrique comprend par exemple un moteur électrique de traction du véhicule. En variante, ou de manière complémentaire, l’élément 25 de la chaine de traction électrique comprend une batterie de stockage d’énergie électrique. En variante encore ou de manière complémentaire, l’élément 25 de la chaine de traction électrique comprend un module électronique de pilotage d’un moteur électrique de traction du véhicule.
La première branche de dérivation B relie fluidiquement un premier point de raccordement 11 disposé sur la boucle principale A en aval du compresseur 7 et en amont du premier échangeur 1 à un deuxième point de raccordement 12 disposé sur la boucle principale A en aval du premier détendeur 31 et en amont du deuxième échangeur 2. On entend ainsi que la première branche de dérivation B établit une communication fluidique entre le premier point de raccordement 11 et le deuxième point de raccordement 12. La première branche de dérivation B comporte un deuxième dispositif de détente 32.
La boucle principale A de fluide réfrigérant comprend un dispositif d’accumulation 8 de fluide réfrigérant disposé en aval du premier échangeur 1 et en amont du premier détendeur 31. Le dispositif d’accumulation 8 de fluide réfrigérant est une bouteille déshydratante.
La présente invention propose un procédé de contrôle d’un système de conditionnement thermique 100, le système de conditionnement thermique 100 comprenant: - un circuit 20 de liquide caloporteur configuré pour faire circuler un liquide caloporteur, - un circuit de fluide réfrigérant 10 comportant : -- une boucle principale A comprenant successivement selon un sens d’écoulement du fluide réfrigérant: --- un compresseur 7 configuré pour être entrainé par un moteur électrique 6, le compresseur 7 étant configuré pour faire passer le fluide réfrigérant d’une pression d’aspiration Pr_s à une pression de refoulement Pr_d, --- un premier échangeur 1 de chaleur configuré pour fournir une puissance thermique Pw1 à un fluide caloporteur F1, --- un premier détendeur 31, --- un deuxième échangeur 2 de chaleur agencé conjointement sur le circuit de fluide réfrigérant 10 et sur le circuit de liquide caloporteur 20 de façon à permettre un échange de chaleur entre le fluide réfrigérant et le liquide caloporteur, -- une première branche de dérivation B permettant au fluide réfrigérant en sortie du compresseur 7 de rejoindre le deuxième échangeur 2 en contournant le premier échangeur 1 et le premier détendeur 31, la première branche de dérivation B comprenant un deuxième détendeur 32, le procédé de contrôle comportant les étapes : (i) Recevoir une consigne de puissance thermique C_Pw à fournir au moins au fluide caloporteur F1 au niveau du premier échangeur 1, (ii) Déterminer une consigne de puissance électrique C_Pw_el à fournir au moteur électrique 6 du compresseur 7 en fonction de la consigne reçue de puissance thermique à fournir C_Pw et de la puissance thermique Pw2 reçue par le deuxième échangeur 2, (iii) Déterminer une consigne de pression de refoulement C_Pr_d en fonction de la consigne de puissance électrique C_Pw_el déterminée et en fonction d’une pression maximale de refoulement Pr_d_max, (iv) Déterminer une consigne de pression d’aspiration C_Pr_s en fonction de la consigne de puissance électrique C_Pw_el déterminée, et en fonction de la consigne de pression de refoulement C_Pr_d déterminée, (v) Contrôler le régime de rotation N du moteur électrique 6 du compresseur 7 de façon à ce que la puissance électrique Pw_el fournie au compresseur 7 soit égale à la consigne C_Pw_el déterminée, (vi) Contrôler une section de passage du deuxième détendeur 32 pour que la pression d’aspiration Ps du compresseur 7 soit égale à la consigne de pression d’aspiration C_Pr_s déterminée, et (vii) Contrôler une section de passage du premier détendeur 31 pour que le fluide réfrigérant en entrée du compresseur 7 soit à l’état de vapeur surchauffée.
Cette structure de contrôle permet de contrôler de manière robuste la quantité de fluide réfrigérant circulant dans le circuit de fluide réfrigérant, ainsi que la répartition de ce débit de fluide réfrigérant entre le débit circulant dans la boucle principale et traversant le premier échangeur, et le débit circulant dans la première branche de dérivation et rejoignant le débit de la branche principale en aval du premier détendeur.
A l’étape (ii), la consigne de puissance électrique C_Pw_el à fournir au moteur électrique 6 du compresseur 7 est égale à la consigne reçue de puissance thermique à fournir C_Pw moins la puissance thermique Pw2 reçue par le deuxième échangeur 2. Soit : C_Pw_el = C_Pw - Pw2
A l’étape (iv), la consigne de pression d’aspiration C_Pr_s est déterminée en fonction de la consigne de puissance électrique C_Pw_el, en fonction de la consigne de pression de refoulement C_Pr_d déterminée et en fonction d’un régime de rotation maximal autorisé du compresseur 7.
Le régime de rotation maximal autorisé dépend d’une vitesse d’avancement du véhicule. Ainsi le régime maximal autorisé peut être plus élevé lorsque le véhicule roule que lorsque le véhicule est à l’arrêt, car le bruit de fond est plus élevé lorsque le véhicule roule. Le régime de rotation maximal autorisé peut par exemple être cartographié en fonction de la vitesse du véhicule, c’est-à-dire que la valeur du régime de rotation maximal autorisé est lu dans une table à une entrée, l’entrée étant la vitesse du véhicule.
La pression maximale de refoulement Pr_d_Max peut être une valeur constante, par exemple 27 Bar.
La pression maximale de refoulement Pr_d_Max peut correspondre à la pression maximale admissible pour garantir la fiabilité à long terme du compresseur 7. L’utilisation d’une valeur constante permet de simplifier le procédé de contrôle.
Selon une variante, la pression maximale de refoulement Pr_d_Max peut être une valeur tabulée, par exemple une valeur tabulée en fonction d’une vitesse d’avancement du véhicule. On entend par valeur tabulée que la valeur de la pression maximale de refoulement peut être lue dans une table, encore appelée cartographie, associant différentes valeurs de sortie en fonction de la valeur d’entrée de la table.
La pression maximale de refoulement Pr_d_Max peut ainsi dépendre des conditions de fonctionnement. Par exemple, la valeur de pression maximale de refoulement Pr_d_Max peut dépendre de la vitesse d’avancement du véhicule. Ainsi, la pression maximale fournie par le compresseur 7 peut être limitée lorsque le véhicule est à l’arrêt, afin de limiter le bruit généré qui peut être particulièrement dérangeant en l’absence de bruits de roulement du véhicule.
Selon un mode de mise en œuvre du procédé, la consigne de puissance électrique C_Pw_el à fournir au moteur électrique 6 du compresseur 7 est par exemple égale à la consigne de puissance totale de chauffage reçue. Autrement dit, le rendement du compresseur 7 est supposé idéal.
Selon une variante, la consigne de puissance électrique C_Pw_el à fournir au moteur électrique 6 du compresseur 7 peut être égale à la consigne de puissance totale de chauffage reçue divisée par le rendement adiabatique du compresseur 7. Dans ce cas, la consigne de puissance électrique est ainsi calculée de manière plus précise, puisque le rendement n’est plus supposé idéal. Le rendement peut être caractérisé dans différentes conditions de fonctionnement et par exemple cartographié.