INPI-France/Brevets-Francais-2024-Chunked huggingface dataset:
Pour moduler encore la première quantité de chaleur 111 et la seconde quantité de chaleur 112, le circuit de lubrifiant 113 peut également comprendre des circuits de contournement pour ajuster le débit massique de lubrifiant passant à travers l’échangeur de chaleur air-huile 104 et/ou l’échangeur de chaleur carburant-huile 105. Dans le mode de réalisation illustré de la , le circuit de lubrifiant 113 comprend un premier circuit de contournement de lubrifiant 122 adapté à dévier une partie de lubrifiant à l’écart de l’échangeur de chaleur air-huile 104, et un second circuit de contournement de lubrifiant 124 adapté à dévier une partie de lubrifiant à l’écart de l’échangeur de chaleur carburant-huile 105, ce qui permet de faire varier la première quantité de chaleur 111 et la seconde quantité de chaleur 112. Dans des modes de réalisation, un ou des dispositif(s) de modulation 208, tels que des soupapes, peuvent être agencés le long des circuits de contournement de lubrifiant 122, 124 pour ajuster la partie de lubrifiant passant à travers les échangeurs de chaleur 104, 105, ce qui permet de faire varier la première quantité de chaleur 111 et la seconde quantité de chaleur 112. Dans des modes de réalisation, l’un ou l’autre ou les deux du premier circuit de contournement de lubrifiant 122 et du second circuit de contournement de lubrifiant 124 peuvent être omis.
La montre un système de gestion de chaleur 300 dans lequel lʼéchangeur de chaleur air-huile 104 et lʼéchangeur de chaleur carburant-huile 105 sont agencés en parallèle dans le circuit de lubrifiant 313. En détail, le circuit de lubrifiant 113 assure une lubrification et un refroidissement au réducteur de puissance et aux paliers de turbomachine. Le boîtier 301 représente le réducteur de puissance et les paliers de turbomachine lubrifiés et refroidis par le lubrifiant. Le circuit de lubrifiant 313 comprend un premier sous-circuit 314 et un second sous-circuit 315. Les premier et second sous-circuits forment des première et second boucles respectives du circuit de lubrifiant 313. La première boucle et la seconde boucle sont agencées en parallèle. Le premier sous-circuit 314 alimente l’échangeur de chaleur air-huile 104, et le second sous-circuit 315 alimente l’échangeur de chaleur carburant-huile 105.
L’échangeur de chaleur air-huile 104 rejette une partie de la chaleur générée par le réducteur de puissance et des paliers de turbomachine correspondant à la première quantité de chaleur 111 vers le premier dissipateur thermique 102. Comme décrit en référence aux figures 4 et 5, le premier échangeur de chaleur 104 est un échangeur de chaleur air-huile et reçoit de l’air de refroidissement du circuit d’air 106 qui représente le premier dissipateur thermique 102. Le circuit d’air 106 comprend le contournement d’air 107 pour ajuster le débit massique d’air traversant l’échangeur de chaleur air-huile 104 et donc faire varier la première quantité de chaleur 111. Le circuit d’air 106, notamment le contournement d’air 107, comprend en outre le dispositif de modulation 209, par exemple un ou plusieurs compresseurs et/ou une ou plusieurs soupapes de régulation de flux d’air pour contrôler le débit massique d’air traversant le premier échangeur de chaleur 104 et donc faire varier la première quantité de chaleur 111. Un ou plusieurs compresseurs additionnels peuvent être agencés en amont de l’échangeur de chaleur air-huile 104 dans le circuit d’air 106 pour augmenter la pression d’air de refroidissement.
L’échangeur de chaleur carburant-huile 105 rejette le reste de la chaleur générée par le réducteur de puissance et les paliers de turbomachine correspondant à la seconde quantité de chaleur 112 au second dissipateur thermique 103. À nouveau, comme décrit en référence à la et 5, l’échangeur de chaleur carburant-huile 105 reçoit du carburant de refroidissement du circuit de carburant 109 qui représente le second dissipateur thermique 103. Le circuit de carburant 109 comprend le contournement de carburant 110 pour ajuster le débit massique de carburant traversant l’échangeur de chaleur carburant-huile 105 et donc faire varier la seconde quantité de chaleur 112. Le circuit de carburant 109, en particulier le contournement 110, comprend en outre le dispositif de modulation 210, par exemple une ou plusieurs pompes et/ou une ou plusieurs soupapes de contrôle de débit de carburant pour contrôler le débit massique de carburant traversant le second échangeur de chaleur 105 et donc faire varier la seconde quantité de chaleur 112. Une ou plusieurs pompes supplémentaires peuvent être prévues dans le circuit de carburant, soit en amont soit en aval de l’échangeur de chaleur carburant-huile 105.
Comme illustré en référence à la , soit l’un soit l’autre soit les deux du contournement d’air 107 et du contournement de carburant 110 peuvent être omis et les dispositifs de modulation agencés en conséquence le long du circuit d’air 106 (soit en amont soit en aval de l’échangeur de chaleur air-huile 104) et du circuit de carburant 109 (soit en amont soit en aval de l’échangeur de chaleur carburant-huile 105).
En outre, chaque sous-circuit 314, 315 comprend un réservoir de lubrifiant 120 et un dispositif de modulation 208. Dans des modes de réalisation non illustrés, un seul réservoir de lubrifiant 120 peut alimenter à la fois le premier sous-circuit 314 et le second sous-circuit 315. Chaque dispositif de modulation 208 peut être agencé soit en amont (comme illustré sur la ) soit en aval des échangeurs de chaleur respectifs 104, 105.
Le circuit de lubrifiant 313 peut comprendre en outre des circuits de contournement de lubrifiant de l’un ou l’autre ou les deux parmi l’échangeur de chaleur air-huile 104 et l’échangeur de chaleur carburant-huile 105. Dans le mode de réalisation illustré, le circuit de lubrifiant 313 comprend un premier circuit de contournement de lubrifiant 322 adapté à dévier une partie de lubrifiant à l’écart de l’échangeur de chaleur air-huile 104, et un second circuit de contournement de lubrifiant 324 adapté à dévier une partie de lubrifiant à l’écart de l’échangeur de chaleur carburant-huile 105. Les premier et second circuits de contournement de lubrifiant 322, 324 peuvent permettre de moduler la première et la seconde quantité de chaleur 111, 112 échangées au niveau de l’échangeur de chaleur air-huile 104 et au niveau de l’échangeur de chaleur carburant-huile 105. À cet effet, un ou plusieurs dispositifs de modulation 208, tels que des soupapes, peuvent être prévus dans les circuits de contournement de lubrifiant pour ajuster la portion de lubrifiant traversant les échangeurs de chaleur 104, 105.
La illustre un autre mode de réalisation du système de gestion de chaleur 350 dans lequel lʼéchangeur de chaleur air-huile 104 et lʼéchangeur de chaleur carburant-huile 105 sont agencés en parallèle le long du circuit de lubrifiant 363. Le circuit de lubrifiant 363 assure une lubrification et un refroidissement au réducteur de puissance et aux paliers de turbomachine, illustrés comme un boîtier 301 sur la . Le circuit de lubrifiant 363 comporte un premier sous-circuit, ou branche, 364 et un second sous-circuit, ou branche, 365.
L’échangeur de chaleur air-huile 104 est agencé le long de la première branche 364 et l’échangeur de chaleur carburant-huile 105 est agencé le long de la seconde branche 365. Plus d’un échangeur de chaleur air-huile 104 et plus d’un échangeur de chaleur carburant-huile 105 peuvent être agencés en série le long des branches respectives.
Le système de gestion de chaleur 350 comporte en outre au moins un réservoir de lubrifiant 120 pour alimenter en lubrifiant, par exemple de l’huile, par l’intermédiaire d’une ou plusieurs pompes.
1 H NMR (400 MHz, DMSO-d 6 ), δ (ppm): 8.34 (s, 3H, N H 3 ), 7.51 (d, J = 7.8 Hz, 2H, Ar- H ), 7.13 (d, J = 7.8 Hz, 2H Ar- H ), 4.14 (m, J = 10.8, 6.4 Hz, 2H, C H 2 -O), 3.97 (q, J = 6.0 Hz, 1H, NH 3 -C H ), 2.30 (s, 3H, Ar-C H 3 ), 1.82-1.51 (m, 5H, (CH 3 ) 2 -C H -C H 2 + C H 2 -CH 2 -O), 1.25 (m, 18H, (C H 2 ) 9 ), 0.88 (m, 9H, C H 3 ).
13 C NMR (75 MHz, DMSO-d 6 ), δ (ppm): 169.88 ( C =O), 145.34 ( C(i) Tosyl), 137.78 ( C(p) Tosyl), 128.05 ( C(m) Tosyl), 125.48 ( C(o) Tosyl), 65.59 ( C H 2 -O), 50.62 ( C H-NH), 39.21 ( C H 2 -(CH 3 ) 2 ), 31.29, 29.03, 29.00, 28.92, 28.90, 28.69, 28.54, 27.87, 25.19, 23.78, 22.10, 22.08, 21.86, 20.75, 13.90.
Exemple 30 :
Sel de tosylate d'ammonium du L-leucinate de tridécyle
La préparation a été réalisée selon la méthode A en utilisant du tridécan-1-ol et du L-Leu disponibles dans le commerce.
1 H NMR (400 MHz, DMSO-d 6 ), δ (ppm): 8.33 (s, 3H, N H 3 ), 7.50 (d, J = 7.9 Hz, 2H, Ar- H ), 7.12 (d, J = 7.8 Hz, 2H Ar- H ), 4.13 (m, J = 10.8, 6.5 Hz, 2H, C H 2 -O), 3.96 (s, 1H, NH 3 -C H ), 2.29 (s, 3H, Ar-C H 3 ), 1.82-1.47 (m, 5H, (CH 3 ) 2 -C H -C H 2 + C H 2 -CH 2 -O), 1.24 (m, 20H, (C H 2 ) 10 ), 0.88 (m, 9H, C H 3 ).
13 C NMR (75 MHz, DMSO-d 6 ), δ (ppm): 169.87 ( C =O), 145.30 ( C(i) Tosyl), 137.80 ( C(p) Tosyl), 128.05 ( C(m) Tosyl), 125.49 ( C(o) Tosyl), 65.57 ( C H 2 -O), 50.63 ( C H-NH), 39.20 ( C H 2 -(CH 3 ) 2 ), 31.29, 29.05, 29.03, 29.01, 28.93, 28.91, 28.71, 28.55, 27.87, 25.20, 23.78, 22.09, 21.84, 20.74, 13.89.
Exemple 31 :
Sel de tosylate d'ammonium du L-leucinate de pentadécyle
La préparation a été réalisée selon la méthode A en utilisant du pentadécan-1-ol et du L-Leu disponibles dans le commerce.
1 H NMR (400 MHz, DMSO-d 6 ), δ (ppm): 8.33 (s, 3H, N H 3 ), 7.50 (d, J = 7.8 Hz, 2H, Ar- H ), 7.12 (d, J = 7.8 Hz, 2H Ar- H ), 4.12 (m, 2H, C H 2 -O), 3.96 (q, J = 6.0 Hz, 1H, NH 3 -C H ), 2.29 (s, 3H, Ar-C H 3 ), 1.82-1.50 (m, 5H, (CH 3 ) 2 -C H -C H 2 + C H 2 -CH 2 -O), 1.24 (m, 24H, (C H 2 ) 12 ), 0.87 (m, 9H, C H 3 ).
13 C NMR (75 MHz, DMSO-d 6 ), δ (ppm): 169.87 ( C =O), 145.33 ( C(i) Tosyl), 137.78 ( C(p) Tosyl), 128.04 ( C(m) Tosyl), 125.49 ( C(o) Tosyl), 65.57 ( C H 2 -O), 50.62 ( C H-NH), 39.20 ( C H 2 -(CH 3 ) 2 ), 31.30, 29.06, 29.04, 29.01, 28.93, 28.91, 28.71, 28.55, 27.87, 25.21, 23.78, 22.09, 21.84, 20.74, 13.88.
Exemple 32 :
Sel de tosylate d'hexadécyle L-leucinate d'ammonium
La préparation a été réalisée selon la méthode A en utilisant de l'hexadécane-1-ol et du L-Leu disponibles dans le commerce.
1 H NMR (400 MHz, DMSO-d 6 ), δ (ppm): 8.33 (s, 3H, N H 3 ), 7.50 (d, J = 7.9 Hz, 2H, Ar- H ), 7.12 (d, J = 7.8 Hz, 2H Ar- H ), 4.13 (m, J = 10.8, 6.4 Hz, 2H, C H 2 -O), 3.96 (t, J = 7.0 Hz, 1H, NH 3 -C H ), 2.29 (s, 3H, Ar-C H 3 ), 1.82-1.50 (m, 5H, (CH 3 ) 2 -C H -C H 2 + C H 2 -CH 2 -O), 1.24 (m, 26H, (C H 2 ) 13 ), 0.88 (m, 9H, C H 3 ).
65 %PMD
à 65 % de la vitesse de poussée maximale au décollage d’arbre de cœur ; et
dans lequel le système de gestion de chaleur est configuré pour fournir un rapport de la première proportion à la seconde proportion dans la plage allant de 0,30 à 0,55, de préférence dans la plage allant de 0,35 à 0,45, à une température d’environnement d’ISA -69 °C.
Telles qu’elles sont utilisées ici, des proportions correspondent à des pourcentages, et inversement, et donc, par exemple, une proportion de 0,5 correspond à 50 % et une proportion de 1 correspond à 100 %.
Le présent inventeur a compris que la fourniture d’un système de gestion de chaleur configuré pour fournir, à la température la plus froide pour laquelle un moteur est certifié, des proportions spécifiques de chaleur dissipées dans l’air à 65 % de la vitesse de poussée maximale au décollage d’arbre de cœur, i.e. une vitesse à, ou proche du ralenti en vol, et à 85 % de la vitesse de poussée maximale au décollage d’arbre de cœur, i.e. une vitesse aux, ou proche des, conditions de croisière, permet d’assurer une lubrification et un refroidissement adéquats au réducteur de puissance et aux paliers de turbomachine, minimiser la taille et donc le poids des échangeurs de chaleur, maximiser les effets bénéfiques de SFC et éviter en même temps la dégradation thermique de carburant dans toutes les conditions de fonctionnement.
La première proportion de la chaleur générée par le réducteur et la turbomachine et dissipée dans l’air à 85 % de la vitesse de poussée maximale au décollage d’arbre de cœur à une température d’environnement d’ISA -69 °C peut être dans la plage allant de 0,20 à 0,40.
La première proportion de la chaleur générée par le réducteur et la turbomachine et dissipée dans l’air à 85 % de la vitesse de poussée maximale au décollage d’arbre de cœur à une température d’environnement d’ISA -69 °C peut être dans la plage allant de 0,20 à 0,35, de préférence dans la plage allant de 0,20 à 0,30.
La seconde proportion de la chaleur générée par le réducteur et la turbomachine et dissipée dans l’air à 65 % de la vitesse de poussée maximale au décollage d’arbre de cœur à une température d’environnement d’ISA -69 °C peut être dans la plage allant de 0,50 à 0,70.
La seconde proportion de la chaleur générée par le réducteur et la turbomachine et dissipée dans l’air à 65 % de la vitesse de poussée maximale au décollage d’arbre de cœur à une température d’environnement d’ISA -69 °C peut être dans la plage allant de 0,55 à 0,70, de préférence dans la plage allant de 0,55 à 0,67.
Le système de gestion de chaleur peut être configuré pour fournir la première quantité de chaleur et la seconde quantité de chaleur de telle sorte qu’un rapport de la première proportion de la chaleur générée par le réducteur et la turbomachine et dissipée dans l’air à 85 % de la vitesse de poussée maximale au décollage d’arbre de cœur à une température d’environnement d’ISA +40 °C à la première proportion de la chaleur générée par le réducteur et la turbomachine et dissipée dans l’air à 85 % de la vitesse de poussée maximale au décollage d’arbre de cœur à une température d’environnement d’ISA -69 °C se trouve dans la plage allant de 1,5 à 4,5.
Le rapport de la première proportion de la chaleur générée par le réducteur et la turbomachine et dissipée dans l’air à 85 % de la vitesse de poussée maximale au décollage d’arbre de cœur à une température d’environnement d’ISA +40 °C à la première proportion de la chaleur générée par le réducteur et la turbomachine et dissipée dans l’air à 85 % de la vitesse de poussée maximale au décollage d’arbre de cœur à une température d’environnement d’ISA -69 °C peut être dans la plage allant de 2,0 à 4,0, de préférence dans la plage allant de 2,0 à 3,5.
Le système de gestion de chaleur peut être configuré pour fournir la seconde proportion de la chaleur générée par le réducteur et la turbomachine et dissipée dans l’air à 65 % de la vitesse de poussée maximale au décollage d’arbre de cœur à une température d’environnement d’ISA +40 °C à la seconde proportion de la chaleur générée par le réducteur et la turbomachine et dissipée dans l’air à 65 % de la vitesse de poussée maximale au décollage d’arbre de cœur à une température d’environnement d’ISA -69 °C se trouve dans la plage allant de 1,1 à 2,1.
Le système de gestion de chaleur peut être configuré pour fournir la seconde proportion de la chaleur générée par le réducteur et la turbomachine et dissipée dans l’air à 65 % de la vitesse de poussée maximale au décollage d’arbre de cœur à une température d’environnement d’ISA +40 °C à la seconde proportion de la chaleur générée par le réducteur et la turbomachine et dissipée dans l’air à 65 % de la vitesse de poussée maximale au décollage d’arbre de cœur à une température d’environnement d’ISA -69 °C se trouve dans la plage allant de 1,2 à 2,1, de préférence dans la plage allant de 1,4 à 2,0.
Le système de gestion de chaleur peut être configuré pour fournir à une température d’environnement d’ISA +40 °C la première quantité de chaleur et la seconde quantité de chaleur de telle sorte que la première proportion de chaleur générée par le réducteur et la turbomachine et dissipée dans l’air à 85 % de la vitesse de poussée maximale au décollage d’arbre de cœur se trouve dans la plage allant de 0,55 à 0,75, de préférence dans la plage allant de 0,55 à 0,70, plus préférablement dans la plage allant de 0,60 à 0,70.
Le système de gestion de chaleur peut être configuré pour fournir à une température d’environnement d’ISA +40 °C la première quantité de chaleur et la seconde quantité de chaleur de telle sorte que la seconde proportion de chaleur générée par le réducteur et la turbomachine et dissipée dans l’air à 65 % de la vitesse de poussée maximale au décollage d’arbre de cœur se trouve dans la plage allant de 0,85 à 1, de préférence dans la plage allant de 0,90 à 1.
Le système de gestion de chaleur peut être configuré pour fournir la première quantité de chaleur et la seconde quantité de chaleur de telle sorte qu’une proportion de la chaleur générée par le réducteur et la turbomachine et dissipée dans l’air est
Pour protéger la paroi intérieure de la conduite contre la corrosion sous l'action des acides, il est courant d'injecter dans la conduite, dès la sortie du puits d'extraction, un inhibiteur de corrosion qui se mélange à la phase liquide. Cependant, lorsque le régime d'écoulement est stratifié, vague ou vague stratifié, seule la partie inférieure de la conduite qui est au contact de la phase liquide est efficacement protégée contre la corrosion.
Or, à l'heure actuelle, les températures d'extraction des hydrocarbures sont de plus en plus élevées, ce qui augmente grandement les risques de corrosion de voûte. En effet, sous l'action de la chaleur, l'eau contenue dans la phase liquide se transforme en vapeur d'eau, laquelle se condense sur la paroi intérieure de la voûte des conduites, lorsque la paroi extérieure de celle-ci, se trouve elle à une température inférieure (notamment dans le cas des conduites sous-marines).
Cette eau de condensation présente une action corrosive très importante sur la voûte des conduites entraînant ainsi des dommages considérables sur lesdites conduites, allant de simples piqûres de corrosion, jusqu'à la destruction de la paroi et la fuite des hydrocarbures, ce qui est tout à fait inacceptable du point de vue de la préservation de l'environnement. De tels dégâts conduiraient à des pertes économiques considérables, en termes de dépollution, de pertes d'hydrocarbures, et également en termes de réparation des conduites endommagées.
Il existe en effet déjà divers traitements chimiques, en batch et/ou en continu, en association ou non avec des traitements mécaniques, mais ceux-ci ne sont que peu ou pas du tout acceptés par les industriels, notamment en raison de leur efficacité peu satisfaisante.
Parmi les divers procédés et dispositifs proposés par le passé, pour empêcher, ou tout au moins limiter, la corrosion de voûte des conduites d'hydrocarbures, l'un desdits procédés consiste à envoyer dans la conduite un ou plusieurs racleurs, de section légèrement inférieure à la section intérieure de la conduite et espacés le long de la conduite, l'espace compris entre les racleurs étant rempli d'un bouchon de liquide inhibiteur. La demande de brevet FR 2 791 695 propose un autre système à racles, en association avec des inhibiteurs de corrosion.
Parmi les traitements chimiques destinés à limiter la corrosion de type carbonique (due au CO 2 ) et/ou de type sulfhydrique (due à H 2 S), on préconise l'emploi de nombreux inhibiteurs pour protéger efficacement le métal des conduites contre l'une et/ou l'autre de ces corrosions, par injection continue ou en batch dans le fluide corrosif, ledit fluide se distribuant ainsi de manière homogène tout au long desdites canalisations.
Toutefois, les conditions de traitement s'avèrent délicates voire difficiles, notamment dans le cas où deux, voire trois des paramètres suivants sont réunis : un écoulement laminaire (ou stratifié) du fluide corrosif, un refroidissement de la canalisation par défaut d'isolement et une présence d'acide organique (en particulier acide acétique) dans la phase liquide.
Pour lutter contre ce type de corrosion de voûte (TLC), Y.M. Gunaltun et coll. (« Control of Top of line corrosion by chemical treatment », NACE Corrosion, (2001), n° 01033) préconisent le traitement par batch, ou par injection, avec un inhibiteur persistant comprenant de la méthyldiéthanolamine (MDEA), afin de neutraliser l'acidité du milieu aqueux corrosif de la matrice de base (BLC).
Toutefois, il a été constaté que cette amine ne neutralise pas l'acidité du condensat (gouttelettes d'eau condensées) sur la voûte desdites conduites.
R. L. Martin, dans « Inhibition of Vapor Phase Corrosion in gas pipelines », NACE Corrosion, (1997), n° 337, et N. N. Andreev et coll., dans « Volatile Inhibitors for CO 2 Corrosion », NACE Corrosion, (1998), n° 241, ont proposé des inhibiteurs de corrosion volatils (VCI : Volatile Corrosion Inhibitors) à très fort dosage (de l'ordre de quelques pourcents).
G. Schmitt et coll., dans « Inhibition of the top of line corrosion under stratified flow », NACE Corrosion, (2001), n° 01032, ont proposé d'utiliser un inhibiteur dit « grimpant » introduit dans le milieu corrosif comme un inhibiteur conventionnel. Par sa très faible tension superficielle, ce type d'inhibiteur grimperait tout au long de la paroi vers le sommet à l'intérieur de la conduite (position midi), inhibant ainsi la corrosion de voûte.
Il existe un réel besoin de nouveaux traitements, permettant une lutte efficace contre la corrosion de voûte des conduites d'hydrocarbures.
La demande internationale WO 2013/038100 décrit des compositions inhibitrices de corrosion de voûte de conduites d'hydrocarbures efficaces, mais qui peuvent encore être améliorées. En effet, il est recherché des compositions inhibitrices de corrosion, qui présentent des points éclairs les plus élevés possibles. Or, partant de ce document, les inventeurs ont trouvé qu’en retirant l’amine présentant la pression de vapeur la plus élevée de la composition, donc la plus volatile, le point éclair de la composition s’avérait plus élevé.
Par ailleurs, les compositions obtenues présentent des vitesses de corrosion satisfaisantes, voire meilleures.
La présente invention propose de résoudre le problème de la corrosion de voûte des conduites métalliques, notamment en acier, utilisées lors de l'extraction des hydrocarbures, et dans lesquelles circulent et/ou sont présents des fluides corrosifs (i. e. de l'eau contenant CO 2 et/ou H 2 S et/ou un ou plusieurs acides organiques, en général de l'acide acétique).
Ainsi, et selon un premier aspect, la présente invention concerne une composition inhibitrice de la corrosion de la partie supérieure (ou voûte) d'une conduite de transport d'hydrocarbures humides, c'est-à-dire d'hydrocarbures comportant une quantité plus ou moins importante d'eau.
Alternativement, on peut prévoir un élément de chauffage associé au circuit principal, notamment en amont de la batterie. Dans ce cas, l’élément de chauffage est susceptible de chauffer la composition de transfert de chaleur, qui chauffe ensuite la batterie.
Par « température de la batterie », on entend généralement la température d’une paroi extérieure d’une ou de plusieurs de ses cellules électrochimiques.
La température de la batterie peut être mesurée au moyen d’un capteur de température. Si plusieurs capteurs de température sont présents au niveau de la batterie, la température de la batterie peut être considérée comme étant la moyenne des différentes températures mesurées. L’invention permet de réduire considérablement l’écart entre les températures mesurées en différents points de la batterie.
La régulation de la température peut être effectuée lorsque la batterie du véhicule est en charge. Alternativement, elle peut être effectuée lorsque la batterie est en décharge, notamment lorsque le moteur du véhicule est allumé. Elle permet notamment d’éviter que la température de la batterie devienne excessive, en raison de la température extérieure et/ou en raison de l’échauffement propre de cette batterie en fonctionnement.