INPI-France/Brevets-Francais-2024-Chunked huggingface dataset:
RELATION PRESSION TEMPERATURE 1,5°C CF 2,2 B 1,8°C CF 2,2 B 2,1°C CF 2,3 B 2,6 °C CF 2,4 B
Ainsi, lorsque le ZEO3 traversant l’évaporateur présente une pression de 2,2 bars, la température de l’ambiance de la chambre froide est de 1,5°C à 1,8°C. On sait de manière empirique qu’un écart de 5-8°C est généralement mesuré entre la température du fluide traversant l’évaporateur et la température de l’ambiance de la chambre froide. Ainsi, à une pression de 2,2 bar, le fluide devrait avoir une température comprise entre -7°C à -3°C.
Des données thermodynamiques théoriques du ZEO3 ont également été calculées avec le logiciel REFPROP ® (version 10.0 de 2018), et sont présentées dans le tableau 3 ci-après. « T de la phase liquide » représente la température de la phase liquide du fluide réfrigérant ZEO3 pour une pression donnée à un point de la pompe à chaleur (par exemple lorsque le ZEO3 est dans l’évaporateur), « T de la phase vapeur » représente la température de la phase vapeur du fluide réfrigérant ZEO3 pour une pression donnée au même point de la pompe à chaleur (par exemple au sein de l’évaporateur), « Pression de vapeur » représente la pression au même point de la pompe à chaleur (par exemple au sein de l’évaporateur).
Pression de vapeur (bar) T de la phase liquide (°C) T de la phase vapeur (°C) Pression de vapeur (bar) T de la phase liquide (°C) T de la phase vapeur (°C) 1,0 -36,9 7,4 2,6 -5,7 34,0 1,1 -34,1 9,8 2,7 -4,3 35,2 1,2 -31,5 12,1 2,8 -3,0 36,3 1,3 -29,1 14,2 2,9 -1,6 37,4 1,4 -26,8 16,1 3,0 -0,3 38,5 1,5 -24,7 18,0 3,1 0,9 39,5 1,6 -22,6 19,8 3,2 2,2 40,5 1,7 -20,6 21,5 3,3 3,4 41,5 1,8 -18,7 23,1 3,4 4,6 42,5 1,9 -16,9 24,7 3,5 5,7 43,5 2,0 -15,1 26,1 3,6 6,9 44,4 2,1 -13,4 27,6 3,7 8,0 45,3 2,2 -11,8 28,9 3,8 9,1 46,2 2,3 -10,2 30,3 3,9 10,2 47,1 2,4 -8,7 31,6 4,0 11,2 47,9 2,5 -7,2 32,8 4,1 12,3 48,8
En comparant les données théoriques du ZEO3 calculées à partir du logiciel REFPROP (voir tableau 3 ci-avant) avec les températures de fluide estimée grâce au mesures expérimentales, il y a un écart important. Par exemple, pour une pression de 2,2 bar, la température de fluide en phase liquide théorique donnée est de -11,8°C, alors que les estimations sont plutôt entre -7°C et -3°C. Cela montre notamment que le modèle théorique existant n'est pas suffisamment précis, en particulier dans les conditions de travail mises en œuvre ici (basse température, faible proportion de CO 2 ). En conséquence, les outils de simulation/optimisation de procédé, qui se basent sur ces modèles théoriques "erronées", n'auraient jamais pu identifier que le fluide réfrigérant ZEO3 était adapté aux conditions de travail recherchées (en particulier entre -10°C à +15°C et à des pressions peu élevées dans la pompe à chaleur). Ceci qui rend la découverte d’autant plus surprenante. De plus, le ZEO3 étant un fluide binaire (donc zéotrope), la théorie laisse à penser qu'un phénomène de glissement de température à lieu lors du changement d'état dans les échangeurs (entre autre au niveau de l'évaporateur). Dans le domaine des installations frigorifiques, on tolère généralement l'utilisation de mélanges de fluides présentant un glissement faible de quelques degrés Celsius tout au plus. Un glissement important est la plupart du temps indésirable car il peut entraîner une difficulté de régulation voire causer des dommages au niveau des installations frigorifiques et/ou des arrêts de sécurité fréquents souvent lié à une variation de température trop importante et difficilement maîtrisable. Les simulateurs de procédé rejettent donc systématiquement les mélanges de fluides avec des propriétés à fort glissement. Par simulateur/simulation/simulés, on entend ici avantageusement des simulations par calcul basées sur des modèles numériques. Dans le cas d’un mélange de 1,3,3,3-tétrafluoroprop-1-ène et de CO 2 , les glissements théoriques simulés sont importants (calculés à partir de modèles, a priori "erronées", au moins dans les conditions de pression et/ou de température des tests présentés ici, qui reproduisent au moins en partie des situations industrielles réelles). Cependant, les tests présentés ici laissent penser qu’un glissement moins important est maitrisable dans les conditions (températures dans la pompe à chaleur, température de consigne de l’enceinte réfrigérée, pression), conduisant à une meilleure efficacité du fluide réfrigérant ZEO3 par rapport au TFP. En d’autres termes, de façon surprenante, le phénomène de glissement ayant lieu avec le ZEO3 est apparemment moins important que prévu, puisque le phénomène de glissement calculé avec le logiciel REFPROP ® pour le ZEO3 entraîne en théorie une température plus basse que ce qui est constaté empiriquement au tableau 2. Le ZEO3 présente donc des avantages inattendus en ce qui concerne le fonctionnement d’une installation frigorifique, ainsi que des avantages d’un point de vue énergétique qui seront vérifiés dans un deuxième test ci-après.
Deuxième test Un deuxième ensemble de tests a été mené avec une installation frigorifique dite à « eau glycolée ». Sur cette installation, la production frigorifique est réalisée par une première et une seconde pompe à chaleur (ou pompes à chaleur, ou encore refroidisseurs de liquide) de marque SINOP ® identiques branchées sur la même bâche (cuve réservoir d’eau glycolée) et la même température extérieure. Les deux pompes à chaleur sont chacune équipée d’un compresseur à vis BITZER ® (CSH95113-320Y-40D) respectif avec la même quantité de fluide de travail. Chaque pompe à chaleur comprend donc au moins un compresseur, un condenseur, un détendeur et un évaporateur.
Les essais ont été réalisés avec, comme fluide de travail, du ZEO3 et ZEO5 dans la première pompe à chaleur. La seconde pompe à chaleur est inchangée au niveau de ses réglages et fonctionne avec le TFP comme fluide de travail pour comparaison.
Pour calculer le taux d’efficacité énergétique (ou EER pour Energy Efficiency Ratio) des compresseurs et le coefficient d’efficacité énergétique global en considérant la consommation électrique des compresseurs, des condenseurs et du circuit primaire (ou pompe primaire) de chaque pompe à chaleur (et plus précisément de chaque évaporateur), les mesures suivantes ont été réalisées pour chaque pompe à chaleur : - enregistrements électriques du compresseur de la pompe à chaleur, du condenseur et de la pompe primaire ; - débit glycol de la pompe primaire ; - températures aller/retour de la pompe à chaleur ; - température extérieure.
Le taux d’efficacité énergétique est ici calculé en faisant le rapport entre l’énergie frigorifique produite et l’énergie électrique absorbée par la pompe à chaleur considérée. La campagne de mesures a été menée durant trois semaines entre le 28 mars 2022 et le 19 avril 2022. Le passage de ZEO3 à ZEO5 dans la première pompe à chaleur a été opéré le 05/04/22 matin. Durant cette campagne de mesures, les pompes à chaleur étaient régulées de la même façon, et avaient les mêmes conditions d’exploitation et de fonctionnement. Les deux pompes à chaleur fonctionnent en parallèle pour alimenter la même bâche glycol qui dessert le froid vers les besoins (en particulier une chambre froide). La campagne de mesures a été réalisée en deux phases : - phase 1 : première pompe à chaleur avec du ZEO3 / seconde pompe à chaleur avec du TFP (période du 28/03/2022 au 04/04/2022 à minuit) ; - phase 2 : première pompe à chaleur avec du ZEO5 / seconde pompe à chaleur avec du TFP (période du 06/04/2022 au 19/04/2022 à 10h).
En ce qui concerne le temps de fonctionnement, pendant la phase 1, le compresseur de la première pompe à chaleur a fonctionné 27,1 heures alors que le compresseur de la seconde pompe à chaleur a fonctionné 37 heures (soit 27% du temps en moins pour le compresseur de la première pompe à chaleur par rapport à celui de la seconde pompe à chaleur) pour le même nombre de démarrages pour les deux compresseurs qui était de 293. Pendant la phase 2, le compresseur de la première pompe à chaleur a fonctionné 61,2 heures alors que le compresseur de la seconde pompe à chaleur a fonctionné 77,8 heures (soit 21% du temps en moins pour le compresseur de la première pompe à chaleur par rapport à celui de la seconde pompe à chaleur) pour le même nombre de démarrages pour les deux compresseurs. 574 démarrages pour le compresseur de la première pompe à chaleur et 573 démarrages pour le compresseur de la seconde pompe à chaleur ont été dénombrés.
Les enregistrements de la consommation électrique moyenne des trois composants compresseur, condenseur et pompe primaire sont présentés ci-après, pour la phase 1, dans le tableau 4, et pour la phase 2, dans le tableau 5.
Phase 2 E compresseur (kWh) E condenseur (kWh) E pompe primaire (kWh) Total Pompe à chaleur (kWh) Première pompe à chaleur (ZEO 3 ) 2157 300,4 62,9 2520,3 Seconde pompe à chaleur ( TFP ) 2643,2 460,1 129,6 3232,7 Ecart % 18,39% 34,71% 51,47% 22,04%
Phase 2 E compresseur (kWh) E condenseur (kWh) E pompe primaire (kWh) Total Pompe à chaleur (kWh) Première pompe à chaleur ( ZEO5 ) 4944,8 763,6 119,7 5827,9 Seconde pompe à chaleur (TFP) 5170,2 936 242,9 6349,2 Ecart (%) 4,36% 18,42% 50,72% 8,21%
Ces relevés montrent qu’avec le ZEO3 et le ZEO5, la consommation électrique totale de la pompe à chaleur est moins importante qu’avec le TFP. Cette baisse de consommation électrique totale est cependant significativement plus marquée avec le ZEO3 en phase 1 avec un écart de 22,04 % relativement au TFP, qu’avec le ZEO5 en phase 2 avec un écart de seulement 8,21 % relativement au TFP. En d’autres termes, en phase 1, la consommation énergétique de la première pompe à chaleur utilisant le ZEO3 comme fluide de travail est 22,04 % inférieure à la consommation énergétique de la seconde pompe à chaleur (identique, pour rappel, à la première pompe à chaleur) utilisant le TFP, tandis qu’en phase 2, la consommation énergétique de la première pompe à chaleur utilisant le ZEO5 comme fluide de travail est « seulement » 8,21 % inférieure à la consommation énergétique de la seconde pompe à chaleur utilisant le TFP.
Le détail par composant montre que l’écart entre les deux phases, associé au fluide de travail utilisé, est majoritairement lié à la consommation du compresseur et du condenseur. Cela montre que le ZEO3 présente de meilleures propriétés thermodynamiques que le ZEO5.
décrit un principe supplémentaire et un mode de réalisation préféré mais pas exclusif de détection de passage embarquée d’un mobile en un point de référence particulier d’une trajectoire contrainte, mêlant à la fois le filtrage adapté spatial sur les directions d’arrivée des signaux de références et le filtrage adapté sur les retards et fréquences attendus des signaux de référence, principe connu d’après le brevet [D1] qui décrit le principe de synchronisation en temps et position d’un système de localisation installé à bord d’une plateforme mobile de trajectoire connue et contrainte.
Cette association de filtrages adaptés conjoints sur des caractéristiques physiques complémentaires des signaux attendus a pour objectif d’augmenter la robustesse et la sureté de la détection de passage embarquée, en vue de son application pour des applications critiques.
Dans un mode de réalisation particulier, le filtrage adapté spatial est ici réalisé par un traitement d’antenne à synthèse d’ouverture, mais pourra aussi, sans nuire à la généralité, être réalisé par un traitement d’antenne à formation de voie classique réalisée à partir d’une antenne réseau multi-senseurs.
Dans un modèle de fonctionnement idéal, le principe de détection de passage embarquée « à l’affut », dont un principe est décrit par le brevet EP 3 306 272 A1 dans le cas de signaux GNSS, consiste à réaliser un filtrage adapté continu entre les signaux reçus et les signaux satellites attendus tels qu’ils seront à la position précise et à l’instant de passage du mobile au niveau du point de passage de référence (encore appelé « balise virtuelle » dans le cas d’applications ferroviaires).
Toujours dans un mode de fonctionnement idéal, les signaux GNSS étant déterministes, il est possible d’anticiper la séquence du signal reçu (retard du code, position des satellites, canal doppler) pour chacun des satellites qui seront visibles à la position de la balise virtuelle, au moment du passage du mobile.
Selon cette approche basée sur la synchronisation des phases de code et de porteuse des signaux de référence selon la position, le traitement consiste à réaliser une corrélation (complexe) globale entre le signal reçu sur l’antenne bord et l’ensemble des codes locaux des satellites visibles, synchronisés sur les phases (du code et de la porteuse) attendues des signaux satellites à l’instant de passage et pour la position de la balise virtuelle, et à maximiser cette corrélation, en vue d’obtenir la date de passage du mobile pour la position de passage de référence.
Dans la pratique, si la position du point de passage de référence est parfaitement déterminée, il n’en est pas ainsi du temps local, nécessaire pour synchroniser les codes locaux attendus à l’instant de passage du mobile à la position de la balise virtuelle ; de même, les distances à vue des satellites ne sont pas parfaitement déterminées et sont entachées d’erreur.
Ce mode de réalisation impliquant la synchronisation en temps des signaux au point de passage implique donc que le mobile soit équipé d’un système de transfert de temps (par exemple un récepteur GNSS) pour la synchronisation de son temps local (temps système courant) sur le temps système. On peut retenir dans un mode de réalisation une incertitude de quelques centaines de nanosecondes (disons 1µs, soit 300m d’incertitude liée au temps)
Pour « couvrir » cette indétermination résiduelle (1µs) sur la position du mobile à la date médiane attendue de son passage au niveau de la balise, le brevet EP 3 306 272 A1 prédit un instant de passage médian attendu à la position de référence sur le plan de la trajectoire et mène en parallèle plusieurs filtrages adaptés correspondant aux signaux à recevoir aux différentes postions de références possibles du mobile par rapport à la position de référence,
La présente invention, comme cela a été détaillé par les figures 4 et 5 dans le cas du filtrage adapté spatial, propose une alternative simplificatrice à cette prédiction aléatoire de la date de passage au point de référence, en prédisant les retards et dopplers des signaux attendus au point de passage de référence uniquement au temps courant, l’approximation de la coïncidence des angles au seul point de passage attendu s’appliquant aussi sur les retards et dopplers (aussi appelés phases de code et phase de porteuse) des signaux au point de passage.
Cette prédiction au temps courants des angles, d’arrivée, des retards et des doppler vus du point de passage de référence permet d’éviter de prédire une date de passage et de son intervalle d’incertitude, qui nécessitent alors de multiplier les hypothèses de retard et positions des signaux attendus sur la trajectoire.
Les étapes (10-1) à (10-4) liées au filtrage adapté spatial par antenne à synthèse d’ouverture restent donc identiques aux étapes (9-1) à (9-4) de la qui décrit le même traitement.
Une fois choisie la position du point de passage de référence suivant, P 0 (j), il devient possible de prédéterminer (étape (10-7)) les phases de codes φ Ci (P 0 (j),t c ) et les dopplers de porteuse de chaque satellites i reçu à chaque position de passage de référence, au temps courant, t c , par le biais de l’estimation de la distance émetteurs – position de passage de référence, la position des émetteurs étant calculée par le biais de leurs éphémérides.
Le traitement de détection de la date de passage au plus près du point de passage de référence se décompose comme suit : étape (10-8) , génération au temps courant des codes locaux, {Ci(t)}Be , via des NCO pilotés à partir de la phase de code attendue à l’instant tc, pour chacun des signaux reçu sur chacune des positions des points de passage de référence étape (10-8) , calcul de la fonction d’inter corrélation entre le signal reçu courant sur le porteur et chacun des codes locaux correspondant aux émetteurs et positions des points de passage de référence étape (10-9) , Le filtrage adapté est réalisé pour chacun des émetteurs, qui fourniront autant de fonctions de corrélation spatiales le long du déplacement (curviligne) du mobile. Les fonctions de corrélations obtenues pour les différents émetteurs (Ne) sont ensuite accumulées quadratiquement, ce qui permet de renforcer le rapport signal à bruit (C/N0) de 5log(Ne), fournissant ainsi une meilleure sensibilité et une meilleur précision sur la date et la position de l’abscisse de détection du maximum de corrélation. étape (10-9) , Sommation non-cohérente des sorties d’intercorrélation pour les signaux reçus sur un même point de passage de référence ; étape (10-10) , Détection du maximum de puissance au passage du mobile sur la position de référence (P0(i)) étape (10-11) , Détection de passage par maximisation du critère (Σ /∆) des voies adjacentes, et calcul la date de passage précise par la méthode des voies adjacentes.
Ce dernier principe et mode de réalisation offre ainsi deux avantages majeurs par rapport à une solution de détection de passage embarquée basée sur la seule synchronisation des phases de code et de porteuse : le traitement de formation de voie spatial (qu’il soit réalisé classiquement à partir d’une antenne réseau, ou bien à partir d’une antenne à synthèse d’ouverture) permet de réduire les sources d’interférence, de leurrage et les trajets multiples susceptibles de diminuer la précision et la disponibilité de la détection de passage embarquée, basé sur des signaux de radio-navigation la mise en œuvre conjointe de caractéristiques complémentaires des signaux attendus permet d’augmenter naturellement la confiance de la détection et de la datation du passage en réduisant le risque de non-intégrité des mesures
décrit, un mode de réalisation préféré mais non limitatif du procédé selon l’invention, appliqué au système de localisation ponctuelle, adapté à une mise en œuvre dans le domaine ferroviaire pour déterminer la date de passage d’un train parmi un ensemble de balises de référence, dites virtuelles, disposées sur des lignes ferroviaires.
La phase organique O6, chargée du sel à extraire, est ensuite mélangée dans le réacteur agité 6a pour la production d’une phase aqueuse dispersée dans une phase organique continue (ou vice versa). Le mélange diphasique est ensuite transféré au décanteur centrifuge 6dc pour la séparation des deux phases liquides, et la génération des effluents S10 envoyé au réacteur agité 7a et O7 envoyé à l’agitateur-mélangeur 5a.
La phase organique O7, chargée du sel à extraire, est ensuite mélangée dans le réacteur agité 5a pour la production d’une phase aqueuse dispersée dans une phase organique continue (ou vice versa). Le mélange diphasique est ensuite transféré au décanteur centrifuge 5dc pour la séparation des deux phases liquides, et la génération des effluents S9 envoyé au réacteur agité 6a et O8 envoyé à l’échangeur de chaleur 1e.
L’ajout d’un, de deux ou de trois agitateurs-mélangeurs pour le lavage à froid de la phase organique permet d’améliorer la pureté et la sélectivité de l’extraction du sel à extraire.
On note ce cycle 4-3-Z, 4 étant le nombre d’opération unitaire pour l’extraction du sel à extraire, 3 étant le nombre d’opération de lavage et Z étant le nombre d’étages théoriques pour la régénération-désorption de la phase organique à l’eau chaude.
Exemple 5 Dans cet exemple le sel à extraire de façon sélective est le chlorure de sodium NaCl.
La phase organique O comprend : comme extractactant de l’ion Na + , le sodium ionophore X, aussi appelé 4-tert-butyl-Calix[4]arène acid tetraethyl ester (C 60 H 80 O 12 , n° CAS : 97600-39-0) à une concentration de 0,275 M (mol/L) et dont le log K dans le méthanol à 25°C est de 5 ; comme solvatant anionique le N-(3,5-dichlorophényl)octanamide (C 14 H 19 Cl 2 NO, n° CAS : 20398-46-3) à une concentration de 0,825 M et dont le pKa dans l’eau est 13,83 +/- 0,70 ; et du 1-chloro-2-bromo-benzène comme diluant.
La phase organique a une masse volumique de 1,48 g/L à 20°C.
La saumure à traiter comprend du chlorure de sodium à extraire ainsi que du chlorure de potassium. La salinité de cette saumure est de 209,81 g/L dont 2,26 g/L de Na + et 107 g/L de K + .
En contactant à température ambiante (20°C) cette saumure avec des rapports volumiques de la phase organique utilisée par rapport à la saumure aqueuse (O/A) extraction de respectivement 0,05 ; 0,2 ; 0,5 ; 1 et 4, il a été obtenu une forte extraction relative de sodium, sous forme de NaCl, par rapport au potassium, ou KCl suivant le graphique de la .
Cette extraction du sodium est sélective sans que soit modifiée la concentration en potassium comme montré sur la . La concentration en potassium reste stable autour de 107 g/L pour les tests aux rapports (O/A) extraction de 0,05 ; 0,2 ; 0,5 et 1 et une concentration en sodium qui est de 168 mg/L dans la saumure traitée avec un rapport (O/A) extraction de 1.
La montre les concentrations ioniques des différents composés dans la phase organique après extraction. NaCl est majoritaire dans la phase organique pour un rapport (O/A) extraction inférieur à 2 et encore plus majoritaire lorsque le rapport (O/A) extraction est bas.
Ensuite, afin de démontrer la très faible tenue du KCl au sein de la phase organique, il a été considéré la formulation chargée en Na, K, Cl après extraction au rapport (O/A) extraction de 0,5 et mise en œuvre un lavage à l’eau, à température ambiante (20°C), avec de très faibles quantités d’eau allant de 1% à 20% du volume de la phase organique, également noté rapport (A/O) lavage .
Les résultats obtenus sont indiqués sur la . Il apparait que dès la mise en contact avec 1% de volume d’eau, 80,8% du KCl absorbé dans la phase organique repasse dans l’eau contre seulement 1,9% du NaCl. Il apparait aussi qu’avec 4% de volume d’eau, en une étape de lavage, 94,8% du KCl est désorbé/transféré vers l’eau contre 6,4% du NaCl.
On peut également observer que le NaCl est difficilement désorbé à température ambiante avec seulement 21,1 % du NaCl transféré vers l’eau lorsque le volume d’eau est de 20% de la phase organique.
Afin de permettre ce passage du NaCl dans la phase aqueuse et de régénérer la phase organique, il est utilisé une régénération à chaud, à 80°C, de la formulation issue du lavage avec 4% de volume d’eau, par mise en contact d’un volume d’eau chaude de 2%, 5%, 10%, 20% et 50% du volume de la phase organique, ce rapport étant noté (A/O) régénération .
Les résultats obtenus sont représentés sur la . Il apparaît qu’avec 20% en volume d’eau, 67,3% du NaCl a été désorbé de la phase organique à 80°C (contre 21,1% précédemment à 20°C).
Dans le mode de réalisation selon les à 3C, le dispositif 100 est muni d’une paire de conducteurs électriques 27a, 27b ayant des électrodes 23a, 23b respectives. Dans des modes de réalisations alternatifs il est envisageable d’agencer plusieurs paires d’électrodes en séquence le long d’un même canal microfluidique, par exemple trois paires. En agençant plusieurs paires d’électrodes d’affilée, un différentiel temporel de mesure peut être établi lorsqu’une quantité de sueur passe successivement par les paires d’électrodes. Le différentiel temporel peut par exemple être utilisé pour déterminer, approximer ou dériver une vitesse de flux de liquide et/ou un débit volumétrique de liquide.
Les figures 4A et 4B illustrent un dispositif 100’ d’un autre mode de réalisation de l’invention. Seules les caractéristiques divergentes par rapport au dispositif 100 sont décrites, les caractéristiques pouvant être considérées équivalentes à celles décrites ci-dessus en relation au dispositif 100.