INPI-France/Brevets-Francais-2024-Chunked huggingface dataset:
Pour contrer cet inconvénient, il peut être envisagé de reboucher les lamages par le biais de scotchs ou de silicone de sorte à préserver l’aérodynamisme, par exemple dans le cadre d’essais en soufflerie préalables à mise en circulation de la turbomachine.
Toutefois, un inconvénient d’une telle solution est que l’opération nécessite un temps de nettoyage et de séchage à chaque démontage. Cela peut également engendrer un risque de détérioration des éléments du cône d’entrée lors du démontage.
Dans l’exemple représenté, l’étape 120 comprend une première sous-étape 122 de calcul du régime limite d’accélération, une deuxième sous-étape 124 de calcul du régime limite de surchauffe, et une troisième sous-étape 126 d’attribution d’une valeur au régime de ralenti R r . Au cours de la première sous-étape 122, le système de gestion 78 calcule le régime limite d’accélération en fonction de la puissance électrique courante P c . Au cours de la deuxième sous-étape 124, le système de gestion 78 calcule le régime limite de surchauffe en fonction de la puissance électrique courante P c . Enfin, au cours de la troisième sous-étape 126, le système de gestion 78 attribue au régime de ralenti R r une valeur supérieure ou égale à celles du régime limite d’accélération et du régime limite de surchauffe. Typiquement, le système de gestion 78 attribue au régime de ralenti R r , lors de cette sous-étape 126, une valeur égale au maximum du régime limite d’accélération et du régime limite de surchauffe.
En variante (non représentée), l’étape 120 comprend la seule sous-étape 126 d’attribution d’une valeur au régime de ralenti R r . Dans cette variante, le système de gestion 78 attribue au régime de ralenti R r , au cours de cette sous-étape 126, une valeur déterminée par une fonction paramétrée dans le système de gestion 78, ladite fonction associant à la puissance électrique courante P c , pour une condition de vol donnée, le régime de ralenti R r correspondant. Un exemple d’une telle fonction est donné sur la .
Comme visible sur la , le régime de ralenti moteur R r va croissant avec la puissance électrique courante P c : le premier régime de ralenti moteur R r1 associé à une première puissance courante P c1 est inférieur au deuxième régime de ralenti moteur R r2 associé à une deuxième puissance courante P c2 supérieure à la première puissance courante P c 1 . Cela s’explique aisément, comme détaillé ci-dessous en référence aux Figures 6 à 8.
La est un graphique débit / taux de compression présentant les courbes caractéristiques du compresseur haute pression 40 du turbomoteur 20 dans différents scénarios. Y sont représentées :
la ligne de pompage Lp du compresseur haute pression 40 ; comme bien connu de l’homme du métier, il s’agit d’une ligne au-delà de laquelle le compresseur haute pression 40 décroche ; la ligne de marge Lm du compresseur haute pression 40 ; comme bien connu de l’homme du métier, il s’agit d’une ligne au-delà de laquelle les risques de décrochage du compresseur haute pression 40 ne permettent pas de respecter les exigences de sécurité aéronautique ; les lignes de fonctionnement Lf Pc1 et Lf Pc2 du compresseur haute pression 40 lorsque la puissance électrique générée par la machine tournante 22 est égale, respectivement, à la première puissance courante P c1 et à la deuxième puissance courante P c 2 ; comme bien connu de l’homme du métier, ces lignes de fonctionnement Lf Pc1 et Lf Pc2 définissent les couples débit – taux de compression pour lesquels le compresseur haute pression 40 a un fonctionnement stable lorsque la puissance électrique générée par la machine tournante 22 est égale, respectivement, à la première puissance courante P c1 et à la deuxième puissance courante P c2 ; les lignes isorégime Li Rr1 , Li Rr 2 et Li Rgaz du compresseur haute pression 40 au premier régime de ralenti moteur R r1 , au deuxième régime de ralenti moteur R r 2 et au régime plein gaz R gaz ; comme bien connu de l’homme du métier, ces lignes isorégime Li Rr1 , Li Rr 2 et Li R gaz définissent les couples débit – taux de compression atteignables par le compresseur haute pression 40 lorsque le corps moteur 36 tourne, respectivement, au premier régime de ralenti moteur R r1 , au deuxième régime de ralenti moteur R r 2 et au régime plein gaz R gaz ; et les courbes de transitoire d’accélération Ta 1-1-1 , Ta 1-1-2 et Ta 2-2-2 représentant la variation du taux de compression en fonction du débit lorsque le corps moteur 36 est respectivement accéléré : depuis le premier régime de ralenti moteur R r1 , à un premier taux d’accélération T 1 alors que la puissance électrique générée par la machine tournante 22 est égale à la première puissance courante P c1 , depuis le premier régime de ralenti moteur R r1 , au premier taux d’accélération T 1 alors que la puissance électrique générée par la machine tournante 22 est égale à la deuxième puissance courante P c2 , et depuis le deuxième régime de ralenti moteur R r2 , à un deuxième taux d’accélération T 2 inférieur au premier taux d’accélération T 1 alors que la puissance électrique générée par la machine tournante 22 est égale à la deuxième puissance courante P c2 .
La quant à elle est un graphique donnant l’évolution dans le temps du régime moteur du corps moteur 36 dans différents scénarios. Y sont représentées :
une première courbe d’accélération Ca 1-1 du corps moteur 36 lorsque ce dernier est accéléré depuis le premier régime de ralenti moteur R r1 au premier taux d’accélération T 1 , une deuxième courbe d’accélération Ca 1-2 du corps moteur 36 lorsque ce dernier est accéléré depuis le premier régime de ralenti moteur R r1 au deuxième taux d’accélération T 2 , et une troisième courbe d’accélération Ca 2-2 du corps moteur 36 lorsque ce dernier est accéléré depuis le deuxième régime de ralenti moteur R r2 au deuxième taux d’accélération T 2 .
Comme visible sur la , la courbe transitoire d’accélération Ta 1-1-1 longe en partie la ligne de marge Lm. Cela signifie que le compresseur haute pression 40 est à la limite du décrochage durant la phase d’accélération au premier taux d’accélération T 1 . Le premier taux d’accélération T 1 constitue donc le taux d’accélération maximal T max pour la première puissance courante P c1 . Comme illustré par la courbe d’accélération Ca 1-1 sur la , ce taux d’accélération T 1 permet bien d’accélérer le corps moteur 36 depuis le premier régime de ralenti moteur R r1 de sorte à atteindre le régime cible R cible dans le temps imparti t i .
Si l’on voulait accélérer le corps moteur 36 à ce même premier taux d’accélération T 1 depuis le même première régime moteur R r1 lorsque la puissance électrique générée par la machine tournante 22 est égale à la deuxième puissance courante P c2 , le taux de compression du compresseur haute pression 40 suivrait la courbe transitoire d’accélération Ta 1-1-2 . Or, comme visible sur la , cette courbe transitoire d’accélération Ta 1-1-2 franchit la ligne de marge Lm. Accélérer le corps moteur 36 au premier taux d’accélération T 1 lorsque la puissance électrique générée par la machine tournante 22 est égale à la deuxième puissance courante P c2 implique donc des risques excessifs de décrochage du compresseur haute pression 40, de sorte que ce premier taux d’accélération T 1 est inadmissible. Pour accélérer le corps moteur 36 lorsque la puissance électrique générée par la machine tournante 22 est égale à la deuxième puissance courante P c2 , il convient donc d’utiliser un taux d’accélération plus faible pour lequel la courbe transitoire d’accélération longe au moins en partie la ligne de marge Lm sans jamais la franchir : ce taux d’accélération plus faible est constitué par le deuxième taux d’accélération T 2 , comme illustré par la courbe de transitoire d’accélération Ta 2-2-2 sur la .
Cependant, comme illustré par la courbe d’accélération Ca 1-2 sur la , accélérer le corps moteur 36 au deuxième taux d’accélération T 2 depuis le premier régime de ralenti moteur R r1 ne permet pas d’atteindre le régime cible R cible dans le temps imparti t i . Pour atteindre cet objectif, il est donc nécessaire de relever le régime de ralenti moteur R r au deuxième régime de ralenti moteur R r2 , comme illustré par la courbe Ca 2-2 de la .
Le deuxième régime de ralenti moteur R r2 doit donc être supérieur au premier régime de ralenti moteur R r1 pour permettre au corps moteur 36 d’atteindre le régime cible R cible dans le temps imparti t i , sans décrocher, lorsque la puissance électrique générée par la machine tournante 22 est égale à la deuxième puissance courante P c2 .
Le deuxième régime de ralenti moteur R r2 doit également être supérieur au premier régime de ralenti moteur R r1 pour éviter que la température des gaz d’échappement en sortie du turbomoteur 20 n’excède la température maximale T° max , comme on le comprend à la lecture de la .
La est en effet un graphique donnant la relation entre le régime moteur du corps moteur 36 et la température en sortie du turbomoteur 20 dans différents scénarios. Y sont représentées :
une première courbe de température T Pc1 de la sortie du turbomoteur 20 lorsque la puissance électrique générée par la machine tournante 22 est égale à la première puissance courante P c1 , et une deuxième courbe de température T Pc2 de la sortie du turbomoteur 20 lorsque la puissance électrique générée par la machine tournante 22 est égale à la deuxième puissance courante P c2 .
Comme visible sur la , les première et deuxième courbes de température T Pc1 , T Pc2 présentent chacune un profil en U, la plage de variation du régime de ralenti R r se trouvant dans la région du graphique où ces courbes sont décroissantes. De plus, le premier régime de ralenti R r1 est tel que lorsque le corps moteur 36 tourne audit régime de ralenti R r1 alors que la puissance électrique générée par la machine tournante 22 est égale à la première puissance courante P c1 , la température en sortie du turbomoteur 20 est égale à la température maximale T° max . Enfin, la deuxième courbe de température T Pc2 est logiquement située au-dessus de la première courbe de température T Pc1 , dans la mesure où l’alimentation de la machine tournante 22 en énergie mécanique nécessite, à régime moteur égal, de brûler davantage de comburant dans la chambre de combustion 34. Cela implique que si le corps moteur 36 pouvait tourner au premier régime de ralenti R r1 lorsque la puissance électrique générée par la machine tournante 22 est égale à la deuxième puissance courante P c2 , la température en sortie du turbomoteur 20 se retrouverait à une valeur T° sup supérieure à la température maximale T° max . Pour éviter cela, il est choisi un deuxième régime de ralenti moteur R r2 plus élevé, ce deuxième régime de ralenti moteur R r2 étant constitué par le plus petit régime moteur pour lequel la température en sortie du turbomoteur 20 est inférieure ou égale à la température maximale T max lorsque la puissance électrique générée par la machine tournante 22 est égale à la deuxième puissance courante P c2 .
De retour à la , à l’étape 120 succède une étape 130 d’établissement du régime moteur au-dessus du régime de ralenti R r . Lors de cette étape 130, le module de contrôle moteur 72 envoie au moins un paramètre de commande P 1 , P 2 au turbomoteur 20 et, optionnellement, au moteur électrique 28 de façon à ce que le régime moteur du corps moteur 36 s’établisse à un régime moteur courant R c supérieur ou égal au régime de ralenti R r . Par exemple, lors de cette étape 130, le régime moteur est établi au régime de ralenti moteur R r . C’est typiquement le cas lorsque l’aéronef 10 demande une propulsion minimale au système de propulsion 12, comme par exemple au parking sur piste ou en phase de descente.
- deux jauges situées dans un deuxième plan occupé par l’axe, les jauges du deuxième plan étant situées de part et d’autre de l’axe ;
les deux plans étant sécants.
Ainsi, pour un véhicule ou un engin sur roues, quatre jauges sur deux axes pour une roue permettent de mesurer toutes les sollicitations dues à la roue. Pour une machine autre (entrainement d’un bras par exemple), quatre jauges sur deux axes perpendiculaires permettent aussi de voir facilement toutes les composantes des efforts. Dans tous les cas, une composition vectorielle des mesures permet de déterminer tous les efforts, même si un axe n’est pas vertical et si les axes ne sont pas absolument perpendiculaires ou s’il y a plus de quatre jauges.
Dans le cas où il y a peu de jauges, par exemple deux jauges sur deux axes à 90°, l’utilisation de jauge rosettes ou multiaxiales qui donnent les mesures orientées dans le plan à l’endroit de la jauge permettent de connaitre toutes les informations dont par exemple le couple de flexion du carter.
On peut prévoir que la machine comprend au moins l’une des caractéristiques suivantes :
- elle comprend au moins deux jauges s’étendant dans un même plan perpendiculaire à un axe de la machine ;
- elle comprend trois jauges formant un triangle en vue depuis une extrémité d’un arbre de la machine, l’arbre se trouvant dans le triangle ;
- la jauge ou au moins l’une des jauges est fixée directement à une bride de fixation de la machine à un élément extérieur à la machine ;
- la jauge ou au moins l’une des jauges se trouve au droit d’un palier de la machine ; et
- la jauge ou au moins l’une des jauges se trouve au droit d’une zone située entre un palier de la machine et une bride de fixation de la machine à un élément extérieur à la machine.
Par exemple, la ou chaque jauge est collée au carter.
Le carter peut comporter une surface plane, une surface cylindrique ou des facettes pour la réception de la jauge.
On peut prévoir que la jauge ou au moins l’une des jauges se trouve sur une face externe du carter.
Ainsi, la détection a lieu en dehors de la cage de Faraday que constituent certaines machines. Cela autorise une transmission sans fil hors de la machine des informations de détection.
On peut prévoir que la jauge ou au moins l’une des jauges s’étend contre une facette de forme plane ou cylindrique, la facette étant située dans une face du carter ayant une forme autre qu’une forme plane ou cylindrique, la jauge formant notamment un ruban.
Une telle facette facilite l’installation de la jauge, en particulier lorsque cette dernière forme un ruban. En effet, une telle jauge est souple et peut se plier mais pas s’allonger. On ne peut donc pas la fixer sur une surface gauche. En présence d’une face de carter gauche (par exemple conique), on peut donc ménager dans la face une facette comme indiqué plus haut, par exemple en l’usinant dans la face. Cela s’applique aussi lorsque plusieurs jauges formant un ruban continu doivent être fixées au carter.
On connait également des caractérisations et simulations à l’échelle du réservoir : - Par exemple, une fois cette étape de caractérisation au laboratoire menée, il devient possible d’initier le développement d’un modèle compositionnel et réactionnel et de réaliser de premières évaluations à l’échelle du réservoir. - A ce stade, il est aussi recommandé de dimensionner puis de mettre en œuvre une opération pilote sur site à suffisamment grande échelle afin de collecter les données nécessaires pour valider les étapes de mise à l’échelle du modèle réservoir. Valider cette étape s’avère primordial afin de trouver le bon compromis entre le temps de calcul (nombre de mailles) et la bonne représentation des hétérogénéités géologiques dans un contexte où le nombre de mécanismes à prendre en compte est élevé, le tout avec une géométrie 3D.
Si le stockage de gaz naturel est connu, le stockage d’autres gaz comme par exemple du dihydrogène reste difficile. Par exemple, le stockage de dihydrogène présente des risques spécifiques.
Actuellement, on connait le stockage de dihydrogène dans des cavités salines. Le stockage de dihydrogène en réservoir poreux reste au stade de l’étude, de la validation, sans qu’aucun projet industriel ne soit en cours de développement.
Cela étant dit, les études actuelles ont permis de confirmer que de tels stockages en réservoir poreux sont réalisables avec des risques maîtrisés, mais que dans des conditions particulièrement favorables qui limitent les cas dans lesquelles un stockage est réalisable : faible activité de l’aquifère, température comprise entre 25 et 50°C, composition de l’eau sans sulfates, minéralogie sans pyrites ou oxydes de fer.
Les solutions actuelles pour stocker des gaz comme du dihydrogène sont donc particulièrement limitées, du fait du risques de réaction du dihydrogène dans le sous-sol pouvant induire une dégradation de la qualité du gaz au soutirage, une perte d’une fraction significative du dihydrogène stocké, et enfin une réduction de la perméabilité du réservoir induite par les réactions biotiques et/ou abiotiques.
À cet effet, l’invention propose un procédé de stockage et d’exploitation d’un premier gaz et d’un deuxième gaz plus dense que le premier gaz dans un réservoir aquifère ou déplété, au moyen d’une installation comprenant : - un premier puits (éventuellement un ou plusieurs premiers puits) débouchant dans une partie supérieure du réservoir et connecté à un réseau de transport du premier gaz, - un deuxième puits (éventuellement un ou plusieurs deuxièmes puits) débouchant sur une partie inférieure du réservoir (la partie supérieure étant au-dessus de la partie inférieure) et connecté à un réseau de transport du deuxième gaz, le procédé comprenant un stockage du premier gaz dans la partie supérieure du réservoir, un stockage du deuxième gaz dans la partie inférieure du réservoir, une exploitation du premier gaz par le premier puits, et une exploitation du deuxième gaz par le deuxième puits, l’exploitation du premier pouvant être mise en œuvre de manière simultanée et séparée de l’exploitation du deuxième gaz.
L’invention propose donc d’exploiter, c’est-à-dire injecter ou soutirer du gaz, deux gaz distincts par deux puits différents mais qui débouchent sur un même réservoir. Cette exploitation peut être mise en œuvre de manière simultanée et séparée, ce qui signifie que l’on peut soutirer/injecter le premier gaz alors même que l’on soutire/injecte le deuxième gaz. En outre, on peut injecter/soutirer le premier gaz alors que l’on ne met en œuvre aucune action de soutirage/injection sur le deuxième gaz (typiquement on le stocke), et l’on peut injecter/soutirer le deuxième gaz alors que l’on ne met en œuvre aucune action de soutirage/injection sur le premier gaz (typiquement on le stocke), bien que dans ce cas il y a un gaz qui n’est pas exploité à proprement parler (il est stocké). En d’autres termes, l’exploitation du premier gaz est mise en œuvre indépendamment de l’exploitation du deuxième gaz.
Ces exploitations simultanées et séparées sont par exemple mises en œuvre pour un domaine donné de volumes du premier gaz et du deuxième gaz. Ce domaine donné peut être une répartition donnée de volumes, de sorte que l’on maintient toujours un volume non-nul donné du premier gaz (par exemple compris dans une plage de volumes) et un volume donné non-nul donné du deuxième gaz dans le réservoir (par exemple compris dans une plage de volumes).
Du fait de la différence de densité entre les deux gaz et du mode d’injection ciblé, les deux gaz restent séparés à l’intérieur du réservoir dans la direction verticale, et la personne du métier pourra déterminer la profondeur à laquelle les puits débouchent pour obtenir cette configuration, en fonction notamment des volumes à stocker.
On peut noter que l’on utilise la notion de volume dans la présente demande. Bien entendu, ces volumes sont à la pression à laquelle les gaz sont stockés dans un réservoir, c’est-à-dire à une pression adaptée pour ce réservoir, que la personne du métier saura déterminer. Cette pression adaptée est celle qui est effective au gaz à la profondeur du réservoir pour son stockage.
Il a donc été observé qu’il est possible de stocker et d’exploiter de manière indépendante deux gaz différents dans le sous-sol.
En outre, on peut noter que si le premier gaz est un gaz qui peut être impliqué dans des réactions en phase aqueuse qui pourraient affecter son stockage et son exploitation (en termes de qualité du gaz, d’énergie perdue, de réduction de la perméabilité/porosité), le premier gaz se retrouve ici séparé de l’eau mobile, et donc la plus réactive, au fond du stockage du fait de la présence du deuxième gaz entre le premier gaz et l’eau. L’invention améliore ainsi le stockage d’au moins le premier gaz, si ce gaz participe à des réactions en phase aqueuse qui dégrade son stockage.
Selon un mode de mise en œuvre particulier, le premier gaz est du dihydrogène.
L’invention est particulièrement bien adaptée pour un premier gaz moins dense que le deuxième qui est du dihydrogène Cela résulte du fait que le deuxième gaz plus dense, qui est dans la partie inférieure, est celui qui sera en contact avec l’eau de l’aquifère (ou du réservoir déplété). Or, les réactions qui ont un impact sur le stockage du dihydrogène se produisent généralement en phase aqueuse après une dissolution d’une partie du dihydrogène dans l’eau (on peut noter que la pression et la température, ainsi que les mouvements de l’aquifère induits par l’activité de stockage peuvent affecter le stockage), qui est limitée par la présence du deuxième gaz entre le premier gaz et l’eau au fond du réservoir qui joue ainsi un rôle de tampon pour limiter les réactions indésirables.
Selon un mode de mise en œuvre particulier, le deuxième est du gaz naturel.
Dans des modes de réalisation, tels que ceux représentés en figures 2 à 7, 9 et 11, le moyen de détente 243 est disposé en aval du premier échangeur, 215 ou 915.
Dans des modes de réalisation, tels que ceux représentés en figures 2 à 7, 9 à 11, le moyen de détente 244 est disposé en aval du deuxième échangeur 216.
Dans des modes de réalisation, tels que ceux représentés en figures 2, 3 et 4 à 10, le moyen de détente 245 est disposé en aval de l’ensemble d’anti-sublimation, 225 et 325. On note que, dans ces modes de réalisation, le moyen de détente 245 est également disposé en amont de l’ensemble d’anti-sublimation, 225 et 325.
Dans des modes de réalisation, tels que ceux représentés en figures 4 et 11, le moyen de détente 245 est disposé en amont de l’ensemble d’anti-sublimation 225.
Dans des variantes, telles que celle représentée en , le dispositif 300 comporte un ensemble d’anti-sublimation 325 qui comporte, de plus : - un échangeur thermique subsidiaire 326 et - un troisième circuit fermé d’acheminement 327 d’un fluide caloporteur subsidiaire.
Dans ces variantes, l’échangeur thermique intermédiaire 326 est configuré pour réaliser un échange thermique entre, au moins : - le fluide caloporteur intermédiaire circulant dans le circuit fermé d’acheminement 327 et - le fluide réfrigérant circulant dans le circuit fermé de circulation 240.
On note que, lors du transfert thermique réalisé dans l’échangeur thermique intermédiaire 326, le fluide caloporteur intermédiaire correspond à un fluide chaud et une portion du fluide réfrigérant injecté par le moyen d’injection 256 correspond à un fluide froid. Autrement dit, le fluide caloporteur intermédiaire est refroidi lors du transfert thermique réalisé dans l’échangeur thermique intermédiaire 326.
Par ailleurs, dans ces variantes, l’ensemble d’anti-sublimation 325 est configuré pour réaliser un autre échange thermique, correspondant au transfert thermique d’anti-sublimation, entre au moins : - le fluide caloporteur intermédiaire circulant dans le circuit fermé d’acheminement 327 et - le fluide cible circulant dans le circuit de transport 210.
On note que, lors de ce transfert thermique d’anti-sublimation, le fluide cible correspond à un fluide chaud et cède donc ses calories au fluide caloporteur intermédiaire circulant dans le circuit fermé d’acheminement 327 correspondant à un fluide froid.