INPI-France/Brevets-Francais-2024-Chunked huggingface dataset:
Selon la , la force exercée sur l’amortisseur 2 peut devenir supérieure à l’effort prédéterminé. La butée de fin de course 23 se déforme, par exemple par flambage du tube 25. La tige 21 peut alors se déplacer dans le corps 22 de l’amortisseur 2. Le levier 61 se déplace avec la tige 21, provoquant le déplacement de la première biellette 31 autour de l’axe de rotation AX56 de la sixième liaison mécanique 56, et par suite le déplacement de la seconde biellette 32 autour de l’axe de rotation AX51 de la première liaison mécanique 51. La bielle 6 n’est plus alignée avec la tige 21 de l’amortisseur 2. Suite aux déplacements de la première et de la seconde biellettes 31,32, la contrefiche 3 n’est plus verrouillée malgré l’effort de traction de l’organe de rappel élastique 71 et du dispositif de butée 72. La roue 4 n’est alors plus maintenue dans la position déployée POSD.
- une denture interne 92 à sa périphérie interne,
- une bride ou des cannelures annulaire(s) externe(s) 94 à sa périphérie externe, et
- un voile annulaire 96 s’étendant entre la denture interne 92 et la bride externe ou les cannelure(s) 94.
La particularité de cette couronne 90 est que son voile 96 comprend une rangée annulaire de bras 98 qui sont répartis autour de l’axe X, ces bras reliant la denture interne 92 à la bride ou les cannelures 94 et étant formés d’une seule pièce avec la denture interne 92 et la bride ou les cannelures 94.
La denture 92 est droite dans l’exemple représenté mais pourrait en variante être hélicoïdale.
Dans l’exemple représenté, la bride 94 comprend une pluralité d’orifices axiaux 100 pour le passage d’éléments de fixation du type vis ou boulons. Ces orifices 100 sont formés dans des oreilles 102 radialement externes de la bride 94. Ces oreilles 102 sont réparties autour de l’axe X. En variante, les orifices 100 pourraient être formés dans une paroi annulaire continue de la bride 94.
La bride ou les cannelures 94 est/sont située(s) dans un plan H qui est perpendiculaire à l’axe X et qui passe par le milieu de la denture 92 dans l’exemple représenté.
Les bras 98 s’étendent de préférence dans ce plan H.
Dans le mode de réalisation des figures 3 à 5, on constate que les bras 98 sont régulièrement répartis autour de l’axe X et sont à distance les uns des autres. Ils ont tous la même orientation et sont inclinés dans le même sens par rapport à des rayons à l’axe X. L’angle α d’inclinaison de chaque bras est par exemple compris entre 20 et 70°.
Dans le cas où les satellites engrenés avec la couronne 90 tourneraient dans le sens de la flèche F1, chacun des bras 98 subirait un travail en traction selon une direction qui serait alignée sur l’axe d’allongement de ce bras 98 (flèche F11 – ). Dans le cas où les satellites engrenés avec la couronne 90 tourneraient dans le sens de la flèche F2, chacun des bras 98 subirait un travail en compression selon une direction qui serait alignée sur l’axe d’allongement de ce bras (flèche F21 – ). Par ailleurs, le voile 96 et donc la couronne 90 présentent une souplesse en direction radiale selon la flèche F3.
Les bras 98 définissent entre eux des espaces 104 qui sont vides et ont ici une forme générale parallélépipédique.
Chacun des bras 98 comprend une première extrémité radialement externe de liaison à la bride ou les cannelures 94, et une seconde extrémité radialement interne de liaison à la denture 92. Ces extrémités peuvent être élargies par rapport au reste du bras et en particulier à la partie médiane du bras, comme cela est visible à la .
De manière générale, du fait des espaces 104 créés entre les bras 98, ces bras peuvent être surdimensionnés pour résister aux efforts en fonctionnement, sans impacter significativement la masse de la couronne 90. Ce surdimensionnement peut être fait par exemple dans une direction parallèle à l’axe X, les bras 98 ayant par exemple une largeur dans cette direction qui est supérieure à la largeur d’un voile de couronne de la technique antérieure.
Par ailleurs, les bras 98 peuvent avoir en section transversale une forme quelconque et par exemple carrée, rectangulaire, ronde, elliptique, etc. Cette forme en section peut en outre varier le long de l’axe d’allongement du bras 98.
La variante de réalisation de la diffère du précédent mode de réalisation en ce qu’une série, et par exemple moitié, des bras 98, 98a est orientée d’une première façon, et une seconde série, et par exemple moitié, des bras 98, 98b est orientée d’une seconde façon, différente de la première façon.
Les bras 98, 98a sont par exemple inclinés d’un angle +β positif vis-à-vis de rayons à l’axe X, et ls bras 98, 98b sont par exemple inclinés d’un angle -β négatif vis-à-vis de rayons à l’axe X.
Une fois le réseau 20 fabriqué, le procédé se poursuit par une étape 76 de fabrication du réseau 22 dans le cœur 60 de la fibre optique 4. L’étape 76 est identique à l’étape 72 sauf que le pas Λ 22 du réseau 22 est différent du pas Λ 20 du réseau 20. Par exemple, le pas Λ 22 est déterminé en appliquant l’enseignement ci-dessus dans le cas particulier où l’ordre k c de l’harmonique la plus proche de la longueur d’onde λ c est choisi égal à 1117.
Les figures 6 et 7 illustrent le fonctionnement du dispositif 2. Dans chacune de ces figures, le graphe du haut représente le spectre de puissance du réseau 22 et le graphe du milieu représente le spectre de puissance du réseau 20. Le graphe du bas dans les figures 6 et 7 représente le spectre de puissance du signal modulé par effet Vernier optique mesuré par le capteur 14. Pour chacun de ces graphes, l’axe des abscisses est gradué en nanomètres. L’axe des ordonnées représente la puissance du signal rétro-diffusé. Il est gradué dans une unité arbitraire ua. Sur chacun de ces graphes, le trait vertical en pointillé marque la position de la longueur d’onde λ c . Les graphes de la représentent les spectres de puissance en absence de la force F. Les graphes de la représentent les spectres de puissance en présence d’une force F non-nulle. Comme visible en comparant les graphes du milieu, la présence de la force F décale le spectre de puissance du réseau 20 vers la droite. Ce décalage se traduit par un décalage du sommet de l’enveloppe du spectre de puissance du signal rétro-diffusé. Le décalage du sommet de l’enveloppe est amplifié par le facteur M par rapport au décalage observable uniquement sur le spectre de puissance du réseau 20. Ici, le facteur M est égal à douze.
La représente un dispositif 90 de mesure d’une contrainte en traction. Le dispositif 90 est structurellement identique au dispositif 2 sauf que la fibre optique 4 est remplacée par une fibre optique 94. La fibre optique 94 est identique à la fibre optique 4 sauf que le réseau 22 est omis. Dans ces conditions, le signal rétro-diffusé correspond seulement à l’interaction du signal optique émis par la source 12 avec le réseau 20.
Dans ce mode de réalisation, l’unité 40 est configurée pour obtenir le signal modulé par effet Vernier à partir du signal rétro-diffusé mesuré par le capteur 14 et d’un enregistrement numérique 96 d’un signal étalon contenu dans la mémoire 44. Le signal étalon est le même que celui qui est rétro-diffusé par le réseau 22 en absence du réseau 20 lorsqu’il interagit avec le signal optique émis par la source 12. L’enregistrement numérique de ce signal étalon peut être obtenue par simulation numérique ou en mesurant le signal rétro-diffusé par le seul réseau 22 en absence du réseau 20.
Ensuite, le signal retro-diffusé par le réseau 20 et mesuré par le capteur 14 et l’enregistrement numérique 96 sont combinés numériquement pour obtenir le signal optique modulé par effet Vernier. Ainsi, dans ce mode de réalisation, l’effet Vernier optique est simulé par calcul. La simulation d’un effet Vernier par calcul est décrite dans l’article suivant : Chen ZHU et Al : "High-sensitivity optical fiber sensing based on a computational and distributed Vernier effect," Opt. Express 30, 37566-37578 (2022). Par la suite, cet article est désigné par la référence « ZHU2022 ». Plus précisément, dans cet article, la simulation d’un effet Vernier est décrite dans le cas particulier où l’interféromètre de mesure est une cavité de Fabry-Perot. Toutefois, l’enseignement donné dans cet article peut être directement appliqué au cas où l’interféromètre de mesure est le réseau 20. En effet, les principes sont les mêmes. Ainsi, les différents calculs implémentés dans l’unité 40 pour simuler numériquement l’effet Vernier ne sont pas décrits ici plus en détail. Le reste du fonctionnement du dispositif 90 est identique au fonctionnement du dispositif 2.
La représente un dispositif 100 de mesure multi-points de contrainte en traction. Le dispositif 100 est structurellement identique au dispositif 90 sauf que la fibre optique 94 est remplacée par une fibre optique 104. La fibre optique 104 est identique à la fibre optique 94 sauf qu’elle comporte N réseaux de Bragg 20 1 à 20 N situés les uns après les autres le long de l’axe longitudinal de la fibre 104. Chacun des réseaux 20 i est situé à un emplacement où une contrainte en traction doit être mesurée, où l’indice i est le numéro d’ordre du réseau dans la direction D. Le nombre N de réseaux 20 i est supérieur à deux et, par exemple, supérieur à quatre ou dix. Chaque réseau 20 i est séparé du réseau 20 i+1 immédiatement consécutif par une segment 36 i de la fibre 104 dépourvu de réseau de Bragg.
Dans ce mode de réalisation, une contrainte en traction est exercée directement sur chaque segment 36 i par un chariot respectif 4 i qui est tiré par une force F i dans la direction D.
Chaque réseau 20 i est un réseau de Bragg d’ordre très élevé présentant un pas Λ i et un intervalle spectrale libre ISL i dans la plage des longueurs d’onde d’intérêt. Le pas Λ i du réseau 20 i est différent du pas de tous les autres réseaux de Bragg réalisés dans la fibre optique 104. Par exemple, ici, le réseau 20 i est identique au réseau 20 sauf que son pas Λ i est différent.
Dans ces conditions, le signal rétro-diffusé correspond à la superposition des signaux retro-diffusés par chacun des réseaux 20 i .
Une copie numérique 106 i d’un signal étalon est pré-enregistré pour chaque réseau 20 i . Pour chaque réseau 20 i , l’unité 40 est configurée pour obtenir le signal modulé par effet Vernier optique correspondant à ce réseau 20 i à partir du signal retro-diffusé mesuré par le capteur 14 et à partir de la copie numérique 106 i . Pour cela, il est procédé comme décrit dans l’article ZHU2022. En effet, cet article décrit les calculs à mettre en œuvre pour obtenir le signal modulé par effet Vernier optique par simulation numérique dans le cas où la fibre optique comporte plusieurs interféromètres de mesure répartis sur toute sa longueur.
Dans les modes de réalisation précédents, le spectre de puissance du réseau de mesure se décale en réponse à une déformation longitudinale. Il est également connu que le spectre de puissance se décale lorsque le réseau de mesure est exposé à une variation de température et/ou une variation de la pression hydrostatique. Toutefois, il est aussi possible de rendre le réseau de mesure sensible à une variation d’une autre grandeur physique tandis que le réseau étalon est moins sensible aux variations de cette autre grandeur physique. Dans ce cas, la structure isolante peut être omise. A titre d’illustration, la représente une portion d’une fibre optique 120 susceptible d’être utilisée pour mesurer une dose d’un rayonnement neutronique ou d’un rayonnement ionisant tel qu’un rayonnement gamma.
La fibre optique 120 est identique à la fibre optique 4 sauf que le réseau 20 est remplacé par une réseau 122 de mesure plus sensible à une dose du rayonnement à mesurer que le réseau 22. Pour cela, le cœur 60 est réalisé dans un matériau photosensible. Ici, le cœur 60 est réalisé en germanosilicate. Initialement, le réseau 20 est fabriqué dans le cœur 60 comme décrit précédemment. Ensuite, le réseau 20 est transformé en un réseau 122 plus sensible à une dose du rayonnement à mesurer. Pour cela, seul le réseau 20 fabriqué est exposé à un rayonnement ultraviolet pour créer des centres colorés issus de la recombinaison des liaisons entre le germanium et la silice. Lorsqu’ils sont soumis à une dose du rayonnement à mesurer, ces centres colorés sont modifiés, conduisant à un décalage de la longueur d’onde λ B du réseau 122. Ainsi, le réseau 122 est sensible à une dose du rayonnement à mesurer alors que le réseau 22 ne l’est pas ou l’est moins. Plus précisément, lorsque les deux réseaux 22 et 122 sont exposés à la même dose du rayonnement à mesurer, le spectre de puissance du réseau 122 se décale beaucoup plus que le spectre de puissance du réseau 22. L’amplitude de l’écart entre le décalage du réseau 122 et le décalage du réseau 22 est mesuré par l’unité 40 en utilisant l’effet Vernier optique. L’amplitude de cet écart mesuré est proportionnelle à la dose du rayonnement à mesurer multipliée par la différence entre la sensibilité Sd 122 du réseau 122 et la sensibilité Sd 22 du réseau 22. La sensibilité Sd d’un réseau de Bragg à une dose de rayonnement est définie par la relation suivante : Δλ B /λ B = Sd*D, où D est la dose de rayonnement. Typiquement, la sensibilité Sd 22 est inférieure à 0,9Sd 122 ou à 0,5Sd 122 .
Cette différence de sensibilités est, par exemple, déterminée expérimentalement puis enregistrée dans la mémoire 44. L’unité 40 est alors capable de calculer la dose du rayonnement mesuré à partir de l’amplitude de l’écart mesuré.
Dans ce mode de réalisation, la structure isolante 32 est omise. Ainsi, les réseaux 22 et 122 sont exposés aux mêmes variations de température, aux mêmes déformations longitudinales et aux mêmes variations de la pression hydrostatique. Puisque les réseaux 22 et 122 présentent les mêmes sensibilités à ces variations de température, de pression hydrostatique et à la déformation longitudinale, en réponse à ces variations, les décalages des spectres de puissance des réseaux 22 et 122 sont les mêmes. Par conséquent, le décalage du sommet de l’enveloppe du signal modulé par effet Vernier est très faible et peut être négligé devant le décalage de ce sommet produit par une dose du rayonnement à mesurer.
Dans le ou les réacteur(s) d’hydrotraitement, les réactions mises en œuvre sont l’hydrogénation des liaisons oléfiniques par l’addition des molécules d’hydrogène, et la désoxygénation selon deux voies réactionnelles :
- l’hydrodéoxygénation : l’oxygène est éliminé sous forme d’eau par consommation d’hydrogène tout en gardant le même nombre de carbone dans la chaine d’acide carboxylique de départ, et
- la décarbonylation/décarboxylation : l’oxygène est éliminé sous forme de CO et CO 2 , donc le nombre de carbone de la chaîne hydrocarbonée est réduit d’une atome par rapport à la chaine d’acide carboxylique de départ.
Dans les conditions opératoires de l’hydrotraitement, les charges renouvelables de triglycérides sont totalement converties en hydrocarbures paraffiniques.
Par la suite dans le(s) réacteur(s) d’hydrocraquage, en présence d’un ou des catalyseurs acides, les chaînes hydrocarbonées paraffiniques issues des triglycérides sont partiellement converties par les réactions de craquage, permettant d’obtenir des hydrocarbures plus courts que les chaînes initiales.
Dans l’effluent total sortant du réacteur les n-paraffines issus des huiles seront majoritairement trouvées dans les coupes de carburants telles que kérosène et diesel et par conséquent vont avoir un impact sur les propriétés à froid tels que le point de disparition de cristaux de la fraction kérosène et le point de trouble de la fraction diesel. Pourtant ce sont des propriétés clés des carburants, déterminantes pour leur homologation et leur utilisation commerciale. Il est donc indispensable de contrôler les propriétés d’écoulement des produits et de piloter des conditions opératoires pour respecter les spécifications des produite, i.e. concrètement le point de disparition des cristaux inférieur à -47°C pour le kérosène Jet-A1 et le point de trouble inférieur à 5°C pour le carburant diesel d’été ou inférieur à -5°C pour le carburant diesel d’hiver (norme Euro V).
Les produits issus des procédés de raffinage se présentent sous forme de plusieurs fractions telles que : gaz, naphta léger, naphta lourd, kérosène, diesel et la fraction lourde non convertie. Dans la majorité des unités de procédés de raffinage à l’échelle laboratoire, les unités pilotes ne sont pas équipés d’une section de fractionnement pour séparer les fractions de produits d’intérêt. Par conséquent, les opérateurs sont contraints de réaliser une distillation séparée (hors de l’unité pilote) pour récupérer les produits souhaités et ensuite mesurer leurs propriétés à froid. Cette démarche consomme beaucoup de temps, d’énergie et de produit, et ne permettra donc pas de piloter rapidement les conditions opératoires des procédés. De plus elle oblige à la production d’un volume important de produit pour pouvoir effectuer une distillation.
De ce fait il est souhaitable de trouver une méthodologie robuste et rapide permettant d’accéder à ces propriétés d’écoulement à froid sans la nécessité d’une étape de distillation.
Dans la littérature, sont présents de nombreux travaux sur la compréhension moléculaire des propriétés à froid dans les carburants. Ces travaux évoquent systématiquement le rôle déterminant des normales paraffines sur les propriétés à froid. En effet les normales paraffines de par leur structure linéaire et flexible peuvent s’aligner facilement et former des cristaux stables avec le refroidissement. Un autre facteur important est la longueur des normales paraffines. Plus une paraffine est longue (typiquement les normales paraffines ayant le nombre de carbone dans la chaine supérieur à 15 atomes de carbone), plus les interactions axiales par des forces de Van der Waals entre n-paraffines sont importantes dans les cristaux. En revanche, pour les paraffines linéaires courtes, les interactions entre les extrémités sont aussi importantes et non négligeables et viennent perturber l’organisation des cristaux.
Dans le document Tang et al. (Solubility and crystallisability of the ternary system: Hexadecane and octadecane representative in fuel solvents. Fuel, 2018, 226, 665-674) sont étudiées la solubilité et la cristallisation du système ternaire de l’hexadécane et l’octadécane dans trois solvants fossiles : le dodécane, le toluène et un kérosène. Il a été constaté que les mélanges d’alcanes forment des cristaux moins stables et donc plus solubles que les alcanes purs ; la solubilité des cristaux diminue avec une augmentation de la taille des chaines aliphatiques ; la forme et taille des cristaux est la même dans les trois solvants étudiés et la solubilité des paraffines linéaires en C16 et C18 est meilleure dans un solvant similaire (aliphatique et non polaire). L’ordre du solvant plus soluble au moins soluble est donc la suivante : dodécane (paraffine linéaire), suivi par le kérosène (mélange de paraffines et aromatiques) et en dernier le toluène (aromatique).
Le document Krishna et al. (Correlation of pour point of gas oil and vacuum gas oil fractions with compositional parameters. Energy Fuels 1989 ;3(1):15–20) a aussi démontré une dépendance de la valeur du point d’écoulement avec le point de coupe final des diesels étudiés. Plus le point de coupe final est élevé, plus la valeur du point d’écoulement est grande. Il a été constaté une moindre influence des n-paraffines courtes (chaine inférieure à 15 carbones) sur la propriété à froid. Il a été également constaté que le point d’écoulement varie d’une façon non linéaire avec la concentration de n-paraffine dans les coupes et des corrélations mathématiques avec une forme logarithme ont été proposées.
Point de disparition des cristaux (kérosène)
Le point de disparition des cristaux (freezing point ou FP selon la terminologie anglo-saxonne) d’un kérosène correspond à la température la plus basse à laquelle le carburant ne contient aucun cristal solide. La mesure du FP est effectuée via la norme D5972, D7153, D7154 (méthodes automatisés) ou D2386 (méthode manuelle). Ces quatre normes sont acceptées pour la certification d’un carburant kérosène selon l’ASTM D1655-20d. Néanmoins les limites minimum et maximum de température d’application de ces quatre méthodes ne sont pas les mêmes. Les méthodes recommandées pour la certification ou ré-certification sont les méthodes automatisés ASTM D5972 et/ou ASTM D7153.
Dans la détermination du FP, l'échantillon est refroidi dans un appareillage normalisé, en étant vigoureusement agité, simulant ainsi les conditions de refroidissement qui peuvent être rencontrées lors d’un vol. La température à laquelle les cristaux apparaissent est la température de cristallisation et est détectée grâce au système de détection optique (opacité et cristal). L'échantillon est alors chauffé jusqu'à ce que l'opacité disparaisse.
A cette étape, la température est augmentée jusqu'à ce que le détecteur de cristal détecte la disparition des cristaux. Si cette température est supérieure à la température de formation des premiers cristaux, le point de disparition des cristaux est obtenu.
Dans la littérature il existe plusieurs modèles corrélatifs pour estimer le FP d’un kérosène. Cependant l’ensemble des corrélations proposées nécessite le plus souvent une analyse détaillée de la coupe kérosène obtenue par chromatographie en phase liquide haute performance (HPLC), chromatographie en phase gazeuse (GC) et résonance magnétique nucléaire (RMN) du 13 C (Cookson et al. Investigation of the chemical basis of kerosene (jet fuel) specification properties. Energy Fuels 1(5): 438–447.), ou chromatographie en phase gazeuse couplée à un détecteur de spectrométrie de masse (GC-MS) (Liu et al. Artificial neural network approaches on composition–property relationships of jet fuels based on GC–MS. Fuel 86(16):2551–2559) ou chromatographie en phase gazeuse bidimensionnelle couplée à un détecteur de spectrométrie de masse et un détecteur à ionisation de flamme (GCxGC-MS/FID) (Shi et al. Quantitative composition property relationship of aviation hydrocarbon fuel based on comprehensive two-dimensional gas chromatography with mass spectrometry and flame ionization detector. Fuel 200: 395–406). En effet, la plupart de ces corrélations s’appuit sur la connaissance de la structure moléculaire détaillée et la composition massique ou molaire du kérosène en n-paraffines, iso-paraffines, naphtènes et aromatiques. D’autres corrélations ont été obtenues à partir de modèles statistiques (chimiométriques) appliqués sur des données obtenues de la spectroscopie infrarouge à transformée de Fourier (FT-IR) (Scheuermenn et al. In-depth interpretation of mid-infrared spectra of various synthetic fuels for the chemometric prediction of aviation fuel blend properties. Energy Fuels 31(3) : 2934–2943). Enfin toutes ces corrélations ont été développés directement sur la fraction kérosène et obligent ainsi à une opération de distillation de l’effluent total sortant du réacteur et à une caractérisation plus ou moins détaillée de la coupe.
Pour clarifier la description et améliorer la compréhension des solutions et avantages techniques, ce qui suit va offrir une description détaillée de la description en utilisant les exemples et les illustrations jointes.
Le tableau 1 montre les compositions d'oxyde des matières brutes utilisées dans les exemples.
Tableau 1 Compositions d'oxyde des matières brutes (% en poids) Pourcentage en poids (% en poids) Types de matières brutes LOI SiO 2 Al 2 O 3 Fe 2 O 3 CaO MgO SO3 Calcaire Bauxite Cendres volantes Phosphogypse 42,64 16,00 2,32 6,12 0,61 21,72 52,47 1,03 0,05 52,40 34,02 0,60 0,19 7,63 2,92 0,25 55,9 4,80 38,61 0,01 0,69 2,57 0,42 / 0,27 49,89
Exemple 1 Les tableaux 2 et 3 montrent les valeurs de taux et les compositions d'oxyde correspondantes pour un clinker de ciment à bas carbone préparé dans l'exemple.
Tableau 2 Valeurs de taux pour un clinker de ciment à bas carbone préparé dans l'exemple 1 Valeur de taux Valeur numérique Cs 0,95 C 1,09 P 1,49 N 0,84 Tableau 3 Composition d'oxyde d'un clinker de ciment à bas carbone préparé dans l'exemple 1 Oxyde Pourcentage en poids % en poids CaO 52,56 Al 2 O 3 16,73 SO 3 10,11 SiO 2 17,97 Fe 2 O 3 2,63