INPI-France/Brevets-Francais-2024-Chunked huggingface dataset:
Plus particulièrement elle est destinée aux exploitants d’une unité de méthanisation en voie sèche ou liquide, équipée d’un réacteur parfaitement agité continu (CSTR), d’un réacteur à écoulement piston (REP), d’un lit de boue fluidisé (UASB) ou d’un lit de boue granulaire (EGSB), à des fins de production de biogaz, encore plus particulièrement lorsque ce biogaz est, par la suite, directement injecté dans le réseau ou valorisé sous forme d’électricité et de chaleur par cogénération et contribue à créer une source de revenu à l’unité en question.
Pour répondre aux challenges environnementaux et énergétiques de la conjoncture, la digestion anaérobie est une technique de traitement de déchets intéressante et prometteuse puisqu’elle permet d’associer « traitement de pollution carbonée » et « production énergétique ».
Néanmoins, la filière fait également face à des enjeux techniques pouvant venir déstabiliser la pertinence économique d’un projet : - Les méthaniseurs fonctionnent de manière empirique, avec des conditions de digestion compliquées à trouver car il existe de grosse variabilités : intrants (principalement), saisonnalité, conditions d’une exploitation à l’autre. - Les méthaniseurs doivent fonctionner en conditions dégradées pour respecter des plans d’alimentation d’un côté et des objectifs de production de biogaz de l’autre, induisant un stress potentiel sur les micro-organismes et donc une perte inévitable de la production potentielle. - un méthaniseur ne convertit pas l’intégralité du C disponible en CH 4 . Il existe donc une perte de productivité et un moindre bénéfice environnemental et financier.
A ce jour, l’un des problèmes techniques majeurs auquel la filière fait face est donc le faible rendement d’une unité par rapport à la charge totale entrante en raison de la durée excessive nécessaire pour utiliser le potentiel méthanogène de la charge entrante, c’est-à-dire que la cinétique de production de biogaz n’est pas optimale à l’échelle du procédé.
La maximisation de la production de biogaz pour une durée et quantité ou taille d’installation fixées de matière organique entrante passe par l’augmentation de la cinétique de production de biogaz des intrants considérés.
L’état de l’art pour augmenter la production de biogaz révèle plusieurs stratégies déjà mises en place. Parmi elles, on retrouve la co-digestion qui consiste à établir des stratégies de mélange des intrants pour tirer parti des caractéristiques particulières de chacun. Les effluents d’élevage (lisiers et fumiers), abondants en méthanisation agricole, possèdent un pouvoir méthanogène plus faible mais permettent un meilleur maintien du pH dans le milieu de digestion. Les intrants végétaux quant à eux favorisent le bon développement de la biomasse microbienne. Parmi eux on compte les cultures intermédiaires à vocation énergétique (CIVE, les résidus de légumes, les déchets verts, … Enfin, d’autres types d’intrants tels que des résidus de l’industrie agro-alimentaire peuvent être utilisés pour leur pouvoir méthanogène particulièrement élevé afin de rééquilibrer des charges de sorte à ce que les objectifs de production de biogaz soient atteints.
La co-digestion est une technique particulièrement importante et stratégique pour les unités devant traiter une large diversité d’intrants. C’est notamment le cas, par exemple, d’unités installées dans des centres énergétiques recueillant des substrats de l’agro-alimentaire.
Toutefois, il n’est pas toujours possible de disposer de large diversité d’intrants ce qui peut restreindre l’utilisation de la co-digestion, ni d’avoir accès à la caractérisation précise des intrants (%MS, %MO, BMP, composition) disponibles, ce qui peut amener un risque accru de déséquilibre s’il existe un antagonisme entre constituants.
Une autre approche pour maximiser la production de biogaz est de choisir et maintenir des conditions opératoires très strictes dans le méthaniseur, telles que la température, le pH, le rapport entre les acides organiques volatils et la capacité tampon (FOS/TAC), le temps de séjour, le % de charge entrante, le % de matière sèche (MS), le % de matière organique (MO). Toutefois cela impose des contraintes difficiles à respecter en raison du fonctionnent empirique des méthaniseurs.
Il est également possible pour maximiser cette production de biogaz d’utiliser des techniques physiques telles que le broyage ou la recirculation. Cependant cela nécessite de modifier les méthaniseurs et/ou d’utiliser plus d’énergie ce qui est couteux et le résultat n’est pas toujours à la hauteur des attentes.
L’influence du diluant organique sur l’extraction des TR par le TODGA a été mise en évidence en réalisant des extractions avec des phases aqueuses comprenant 0,6 mol/L de NaNO 3 et des phases organiques comprenant 0,25 mol/L de TODGA dans un diluant aliphatique choisi parmi l’isooctane, le n -octanol, le tétrapropylène hydrogéné (ou TPH) et un mélange n -dodécane/ n -octanol (95/5, v/v).
Pour ces extractions, la durée du contact phase aqueuse/phase organique a été de 5 minutes.
Les résultats sont présentés sur la qui illustre, sous la forme d’un diagramme en bâtons, les coefficients de distribution D M obtenus pour les TR et les autres éléments métalliques en fonction du diluant organique utilisé.
Cette figure montre que les TR peuvent être extraites très efficacement par le TODGA d’une phase aqueuse comprenant un agent de relargage tel que NaNO 3 , et ce, quel que soit le diluant organique dans lequel est dissous le TODGA, les coefficients de distribution des TR les plus élevés étant toutefois obtenus lorsque le diluant est un mélange n -dodécane/ n -octanol (95/5, v/v).
Il est à noter que l’addition de n -octanol au n -dodécane est rendue nécessaire pour éviter l’apparition d’une troisième phase. Dans le cas des autres diluants, l’addition de n -octanol n’a pas d’utilité, ce qui peut simplifier la mise en œuvre du procédé de l’invention à une échelle industrielle.
Exemple II : Désextraction des TR Les désextractions liquide/liquide dont les résultats sont rapportés ci-après ont été réalisées en utilisant : - comme phases organiques chargées en éléments métalliques : les phases organiques issues d’extractions ayant été réalisées avec des phases aqueuses comprenant 0,6 mol/L de NaNO 3 , des phases organiques comprenant 0,25 mol/L de TODGA dans un mélange n-dodécane/n-octanol (95/5, v/v) et une durée de contact de 5 minutes (cf. point I.2 ci-avant), et - comme phases aqueuses de désextraction : soit une solution aqueuse d’EDTA ou de TEDGA (point II.1 ci-après) soit de l’eau déionisée (point II.2 ci-après).
Les concentrations des TR et autres éléments métalliques présents dans les phases organiques sont présentées dans le tableau 2 ci-après.
Chaque désextraction a été réalisée en mettant, dans un flacon de 5 mL agité à 400 rpm dans un agitateur thermostaté (20 °C-60 °C), une phase aqueuse en contact avec une phase organique. À l’issue de la période d’agitation, le mélange a été soumis à une centrifugation (10 000 rpm - 5 min) et les phases aqueuse et organique ont été séparées l’une de l’autre.
Les conditions dans lesquelles les phases aqueuses et organiques obtenues à l’issue des désextractions ont été analysées sont identiques à celles mentionnées dans l’exemple I ci-avant pour les extractions.
Les rendements de désextraction ont également été déterminés conformément aux conventions du domaine des extractions liquide-liquide, à savoir que le rendement de désextraction d’un élément métallique M, noté R M et exprimé en %, d’une phase organique est égal à :
avec : = quantité de M dans la phase aqueuse après désextraction (en g ou en mol), et = quantité de M dans la phase organique avant désextraction (en g ou en mol).
Toutes les désextractions ont été réalisées en triplicata afin d’évaluer la fiabilité statistique des résultats.
II.1 Désextraction des TR sans sélectivité int ra -TR
La possibilité de désextraire l’ensemble des TR d’une phase organique comprenant du TODGA a été vérifiée en utilisant comme phases aqueuses de désextraction, des phases aqueuses comprenant soit de l’EDTA soit du TEDGA à des concentrations de 0,001 mol/L, 0,01 mol/L et 0,1 mol/L.
Les désextractions ont été réalisées à 20 °C avec un rapport A/O de 1 et une durée de contact de 60 minutes.
Les phases aqueuses d’EDTA à 0,01 mol/L et de TEDGA à 0,1 mol/L ont permis de désextraire la quasi-totalité (> 95 %) de l’ensemble des terres rares en un seul contact phase organique/phase aqueuse, et ce, sélectivement vis-à-vis des autres éléments métalliques présents en phase organique.
Notamment, une telle invention permet d’assurer la lubrification du rotor d’hélice tout en compensant les augmentations de pression dues à l’augmentation de la température lors du fonctionnement des turbomachines. En effet, l’espace occupé par le dispositif de compensation hydraulique permet de mettre une quantité moindre de lubrifiant, tout en continuant de remplir totalement la cavité en huile, et donc de limiter son expansion, tout en assurant un contact permanent entre le lubrifiant et les roulements.
En outre, l’intégration d’une telle solution s’avère relativement simple, et ce sans perturber le bon fonctionnement de tels systèmes aéronautiques complexes.
Selon un aspect particulier d’au moins un mode de réalisation de l’invention, le dispositif de compensation hydraulique comprend au moins un ressort de rappel ménagé entre ledit corps annulaire et ledit piston et configuré pour exercer un effort de rappel sur ledit piston de sorte à le ramener vers ladite position initiale.
Préférentiellement l’effort de rappel sur ledit piston de sorte à le ramener vers ladite position initiale peut être exercé lors des phases d’arrêt moteur.
Selon un aspect particulier d’au moins un mode de réalisation de l’invention, le dispositif de compensation hydraulique comprend en outre une rondelle d’appui ménagée entre le au moins un ressort de rappel et ledit piston.
Une telle rondelle d’appui permet ainsi d’avoir un appui entre le au moins un ressort d’appui et le piston tout en limitant les déformations du piston, notamment au niveau des zones de contact avec le ou les ressorts de rappel.
Selon un aspect particulier d’au moins un mode de réalisation de l’invention, ladite rondelle d’appui est réalisée au moins partiellement à partir d’un métal ou d’un alliage métallique, ou d’un plastique préférentiellement composite.
Selon un aspect particulier d’au moins un mode de réalisation de l’invention, ledit corps annulaire est réalisé au moins partiellement à partir d’un métal, d’un alliage métallique, ou d’un plastique.
Selon un aspect particulier d’au moins un mode de réalisation de l’invention, ledit piston est réalisé au moins partiellement à partir de PTFE vierge, de PTFE chargé, ou d’un élastomère.
Il est à noter que le piston peut également comprendre des ressorts de pré-serrage métalliques.
L’avantage d’un tel matériau est que le piston peut également faire lui-même office de joint d’étanchéité.
L’invention concerne également un rotor d’hélice à pales de turbomachine d’axe X, comprenant un tourillon de pale mobile en rotation autour d’un axe Y perpendiculaire audit axe X de la turbomachine, et un moyeu ménagé autour dudit tourillon, ledit moyeu et ledit tourillon de pale délimitant une alvéole de circulation d’un lubrifiant. Selon l’invention, ledit rotor comprend en outre un dispositif de compensation hydraulique selon l’un des modes de réalisation précités, ledit disposition de compensation hydraulique étant monté dans ladite alvéole.
Selon un aspect particulier d’au moins un mode de réalisation de l’invention, ledit piston est apte à coulisser dans ledit corps annulaire selon ledit axe Y.
Selon un aspect particulier d’au moins un mode de réalisation de l’invention, ledit dispositif de compensation hydraulique est fixé audit rotor d’hélice par le biais dudit corps annulaire fixé contre une paroi intérieure dudit moyeu.
L’invention concerne également une hélice à pales, comprenant un rotor selon l’un des modes de réalisation précités.
Dans cette sous-étape 35, le calcul de la valeur réelle de la profondeur P de la charge est réalisé à partir des valeurs de diamètres D 16 et D 17 des cercles 16, 17 déterminés à la sous-étape 25a de détection de cercles, et de la valeur de la distance d entre la face avant de la charge annulaire et la caméra 3D 10 qui est déterminée par celle-ci, en appliquant l’équation suivante :
Alternativement, dans un autre mode de mise en œuvre utilisé par exemple lorsque le contraste entre les faces avant et arrière de la charge 12 n’est pas suffisant, la valeur réelle de la profondeur P de la charge annulaire est calculée comme étant égale à l’écart maximal entre les coordonnées des points de la surface intérieure 15 de la charge annulaire 12, comprise entre les cercles 16 et 17, ledit écart étant mesuré selon l’axe du repère R orienté selon l’axe de visée de la caméra 3D 10.
Après la détermination des valeurs réelles de la charge par le module vision 11, l’unité de contrôle 9 dispose d’informations relative aux dimensions de la charge obtenues par deux canaux distincts, à savoir par le module vision 11 d’une part et par le système WMS 18 d’autre part.
En se référant de nouveau à la , après l’étape 24 de détermination, le procédé se poursuit par une étape 26 de comparaison des valeurs réelles déterminées lors de l’étape de détermination 24 et des valeurs théoriques des dimensions de la charge reçues à l’étape 21.
En l’espèce, dans l’exemple de réalisation décrit, les valeurs réelles du diamètre extérieur, du diamètre intérieur et de la profondeur de la charge sont comparées aux valeur théoriques correspondantes. Alternativement, il pourrait être possible de déterminer qu’une ou deux de ces valeurs réelles de la charge en vue de l’étape 26 de comparaison.
Lors de l’étape 26 de comparaison, si l’écart entre la valeur réelle et la valeur théorique d’une des dimensions de la charge est supérieur en valeur absolue à une valeur limite associée prédéfinie, l’unité de contrôle 9 commande l’arrêt du chariot 1 pour une remise en ordre par un opérateur (étape 27).
Cette valeur limite peut être déterminée selon les tolérances admissibles relatives aux exigences de sécurité des opérations de levage et de transport. La valeur limite peut être propre à chaque dimension de la charge considérée.
Lors de l’étape 27 d’arrêt du chariot, l’unité de contrôle 9 peut transmettre au système WMS 18 un message d’erreur représentatif de l’erreur rencontrée.
Au contraire, si les valeurs réelles correspondent aux valeurs théoriques associées aux valeurs limite près, l’unité de contrôle du chariot pilote l’opération de levage et de transport (étape 28).
Cette opération de levage et de transport peut être réalisée selon un scénario de levage et de transport prédéterminé qui est enregistré dans l’unité de contrôle 9 du chariot et qui comprend des paramètres de sécurité propres aux dimensions théoriques de la charge. Par exemple, les paramètres de sécurité définissent dans quelles allées ou ouvertures de l’entrepôt le chariot peut se déplacer en fonction des dimensions de la charge.
Alternativement, avant de piloter l’opération de levage et de transport, l’unité de contrôle 9 peut modifier les paramètres de sécurité en fonction des dimension réelles de la charge et réaliser ensuite le pilotage selon le scénario de levage et de transport avec les paramètres de sécurité adapté.
Dans l’exemple de mise en œuvre qui vient d’être décrit, l’étape d’acquisition 23 d’une ou des images est réalisée à la seule distance D1 de la charge 12. Alternativement, l’étape d’acquisition 23 peut comprendre une première sous-étape d’acquisition à la distance D1, suivie d’une deuxième sous-étape d’acquisition à une distance D2 réduite par rapport à la charge qui intervient donc après avancement du chariot.
Cette acquisition en deux temps peut être utile pour des charges de dimensions importantes, notamment des charges annulaires pour lesquelles l’angle de vision de la caméra 3D 10 peut être trop faible pour capturer à la fois la surface intérieure et la surface extérieure de la charge. Dans ce cas, la première sous-étape d’acquisition est réalisée de sorte à pouvoir calculer les valeurs réelles du diamètre extérieur et du diamètre intérieur de la charge et la deuxième sous-étape d’acquisition est réalisée de sorte à pouvoir calculer la valeur réelle de la profondeur de la charge 12.
Dans l’exemple de réalisation illustré, l’étape 25 de traitement numérique comprend une sous-étape 25c préalable de filtrage de points. Cette sous-étape 25c est réalisée avant toute autre sous-étape de l’étape 25 de traitement numérique et permet de réduire la quantité des données à traiter en filtrant les points des images obtenues à l’étape d’acquisition pour ne garder que les points faisant partie d’une région d’intérêt particulier. Par exemple, la surface intérieure 15 de la charge annulaire 12 peut constituer une zone d’intérêt particulier ( ). En limitant les calculs aux domaines réduits des zone d’intérêt particulier, le procédé accélère l’obtention des résultats sans dégrader leur qualité. En limitant les données aux zones d’intérêt, la taille de la mémoire nécessaire du module vision 11 est également réduite. Alternativement, il reste possible de ne pas prévoir cette sous-étape 25c de filtrage.
Dans l’exemple de mise en œuvre décrit, l’étape 24 de détermination des valeurs réelles des dimensions de la charge est réalisée par le traitement numérique 25 des images obtenues par le module vision 11.
est une vue de dessus de l’ensemble de conditionnement et de distribution d’un produit de la ;
est une vue de dessous d’un organe de verrouillage/déverrouillage de l’ensemble de la ;
est une vue en perspective de l’organe de verrouillage/déverrouillage de la ;
est une vue partielle en coupe d’une partie de l’ensemble de conditionnement et de distribution d’un produit de la ;
est une vue en perspective d’un récipient de l’ensemble de la ;
est une vue de face du récipient de la ;
est une vue assemblée en coupe de l’ensemble de la ;
est une vue partielle assemblée en transparence de l’ensemble de la dans une position verrouillée ;
est une vue partielle assemblée en transparence de l’ensemble de la dans une position déverrouillée ;
est une vue de dessus d’un ensemble de conditionnement et de distribution d’un produit comprenant un capot de recouvrement et d’obturation selon un autre mode de réalisation.
Les expressions « supérieur » et « inférieur » font référence à la partie supérieure et à la partie inférieure des figures, dans la position montée ou assemblée de l’ensemble.
L’organe de coordination centrale 14 transmet la consigne de vitesse ainsi déterminée au module de commande en vitesse interne à chaque machine électrique.
Le module de commande en vitesse interne à chaque machine électrique commande alors la vitesse de l’hélice correspondante en fonction de la consigne de vitesse. Par exemple, le convertisseur AC/DC contrôle la fréquence du courant électrique qu’il délivre au moteur électrique 2a, 2b qui lui est associé et contrôle ainsi la vitesse de rotation du moteur électrique. En conséquence, le convertisseur AC/DC contrôle la vitesse de l’hélice associée.
A l’activation du synchrophasage des hélices, la régulation de la turbine à gaz est adaptée de manière à ce que les boucles de régulation de vitesse des hélices de la turbine à gaz d’une part, et de la machine électrique d’autre part, n’agissent pas de manière antagoniste en poursuivant le même objectif de régulation.
Un objectif de régulation autre que la vitesse des hélices peut alors être assigné à la turbine à gaz. Par exemple, il peut être souhaité que la turbine à gaz fournisse une puissance mécanique telle que la puissance moyenne fournie par la machine électrique soit la plus faible possible, dans le but de réduire l’énergie prélevée sur la batterie. En parallèle, l’objectif de régulation de vitesse ainsi que la fonction de synchrophasage des hélices sont assurés par la machine électrique.
Suivants les configurations et les applications souhaitées, l’invention permet :
- d’assurer une fonction de synchrophasage pour des hélices à pas fixe ;
- de relâcher le dimensionnement de l’actionneur de pas variable pour les hélices à pas variable ;
- de dimensionner les machines électriques au seul besoin de la fonction synchrophasage des hélices, c’est-à-dire pour une faible puissance.
Selon un second mode de réalisation préféré représenté à la , l’architecture de propulsion de l’aéronef est électrique et distribuée.
La partie puissance du synchrophasage des hélices est mise en œuvre sur la chaîne électrique. En revanche, la partie contrôle et hébergement des lois de contrôle, est mise en œuvre entre un organe de coordination centrale de l’aéronef gérant les lois de contrôle du vol et la chaîne électrique propulsive gérant la puissance mécanique de l’arbre de l’hélice.
Là encore, l’organe de coordination centrale de l’aéronef peut être un module spécifique à la fonction de synchrophasage des hélices, ou être intégré à un composant déjà existant dans l’aéronef, tel que le FCC ou le FADEC.
L’architecture électrique distribuée comporte au moins deux machines électriques associées respectivement chacune à une hélice.
Dans l’exemple de la , l’aéronef comporte quatre hélices 12a, 12b, 12c et 12d qui sont respectivement aptes à être entraînées en rotation par quatre machines électriques tournantes 2a, 2b, 2c et 2d.
Pour chaque couple machine électrique/hélice, la liaison mécanique entre le rotor de moteur électrique et le moyeu de l’hélice est rigide. Par exemple, l’hélice est montée en prise directe sur l’axe du rotor du moteur électrique.
Chaque machine électrique est reliée à un convertisseur continu/alternatif 3a, 3b, 3c et 3d respectif.
Chaque convertisseur continu/alternatif 3a, 3b, 3c et 3d assure un contrôle rapproché du moteur électrique respectif, par une boucle de vitesse. Ce contrôle rapproché peut être échantillonné selon une période d’échantillonnage relativement faible, par exemple de 1 milliseconde ou moins.
La peau externe 11 comprend par exemple du carbone et/ou de l’aluminium. La peau externe 11 a une épaisseur comprise entre 1 et 5 millimètres, de préférence de 2 millimètres.
Le capot 1 comprend en outre un élément de révolution 13 fixé à l’armature conique 7 le long de l’axe 5 et contre la peau externe 11. En particulier, l’élément de révolution 13 est positionné au niveau de la pointe conique 9 du capot 1. De plus, en présence de l’élément de révolution 13, la peau externe 11 est fixée sur l’élément de révolution 13.
L’élément de révolution 13 comprend notamment un matériau métallique, notamment de l’aluminium et/ou un matériau composite. Le matériau employé pour l’élément de révolution 13 est robuste et permet la préhension et le levage du capot 1 par l’intermédiaire dudit élément de révolution 13. A cette fin, l’épaisseur de l’élément de révolution 13 est comprise entre 3 et 25 centimètres. La forme de l’élément de révolution 13 peut être modifiée, ce dernier pouvant servir de réserve de matière en vue de l’équilibrage du capot 1.
L’élément de révolution 13, étant donné un positionnement à la pointe 9 du capot 1, permet en outre de représenter un bon référentiel pour d’autres applications, par exemple pour la fabrication du capot 1.
Le capot 1 comprend en outre un trou coaxial avec l’axe 5 et se prolongeant au travers de la peau externe 11 ainsi que dans l’élément de révolution 13. Plus précisément, la peau externe 11 et l’élément de révolution 13 comprennent chacun respectivement un trou 14 et un trou 15. Ces trous 14 et 15 sont alignés l’un avec l’autre et coaxiaux avec l’axe 5. Ainsi, l’outillage de manutention 3, qui comprend un barreau 17, en particulier un barreau 17 d’un diamètre inférieur ou égal à celui des trous 14 et 15, permet la préhension et le levage du capot 1 par l’insertion dudit barreau 17 dans les trous 14 et 15. Le barreau 17 est optionnellement fileté.
L’élément de révolution 13 crée ainsi une interface de manutention. Son positionnement au centre du capot 1 permet un meilleur équilibrage sans balourd et sans nécessité d’une pluralité d’anneaux pour élingue sur la périphérie du capot 1. La manutention est facilitée et les performances aérodynamiques du capot 1 sont améliorées.