INPI-France/Brevets-Francais-2024-Chunked huggingface dataset:
L'enthalpie de fusion du composé pâteux est l'enthalpie consommée par le composé pour passer de l'état solide à l'état liquide. Le beurre est dit à l'état solide lorsque l'intégralité de sa masse est sous forme solide cristalline. Le beurre est dit à l'état liquide lorsque l'intégralité de sa masse est sous forme liquide.
L'enthalpie de fusion du beurre est égale à l'intégrale de l'ensemble de la courbe de fusion obtenue à l'aide du calorimètre suscité, avec une montée en température de 5°C par minute, selon la norme ISO 11357-3:1999. L'enthalpie de fusion du beurre est la quantité d'énergie nécessaire pour faire passer le composé de l'état solide à l'état liquide. Elle est exprimée en J/g. L'enthalpie de fusion consommée à 25 °C est la quantité d'énergie absorbée par l'échantillon pour passer de l'état solide à l'état qu'il présente à 25 °C constitué d'une fraction liquide et d'une fraction solide.
Selon un mode de réalisation, le ou les beurres particuliers sont végétaux ou d'origine végétale tels que ceux décrit dans Ullmann's Encyclopedia of Industrial Chemistry (« Fats and Fatty Oils», A. Thomas, publié le 15/06/2000, D01: 10.1002/14356007.a10 173, point 13.2.2.2. Shea Butter, Borneo Tallow, and Related Fats (Vegetable Butters)).
On peut citer plus particulièrement le beurre de karité, le beurre de Karité Nilotica (Butyrospermum parkii), le beurre de Galam, (Butyrospermum parkii), le beurre ou graisse de Bornéo ou tengkawang tallow) (Shorea stenoptera), beurre de Shorea, beurre d'Illipé, beurre de Madhuca ou Bassia Madhuca longifolia, beurre de mowrah (Madhuca Latifolia), beurre de Katiau (Madhuca mottleyana), le beurre de Phulwara (M. butyracea), le beurre de mangue (Mangifei indica), le beurre de Murumuru (Astrocaryum murumuru), le beurre de Kokum (Garcinia Indica), le beurre d'Ucuuba (Virola sebifera), le beurre de Tucuma, le beurre de Painya (Kpangnan) (Pentadesma butyracea), le beurre de café (Coffea arabica), le beurre d'abricot (Prunus Armeniaca), le beurre de Macadamia (Macadamia Ternifolia), le beurre de pépin de raisin (Vitis vinifera), le beurre d'avocat (Persea gratissima), le beurre d'olives (Olea europaea), le beurre d'amande douce (Prunus amygdalus dulcis), le beurre de cacao (Theobroma cacao), le beurre d'argan, le beurre de mangue, le beurre de cupuaçu, le beurre de camélia, le beure de marula et le beurre de tournesol.
E mulsifiant huile-dans-eau non ionique
est une vue schématique d'un dispositif pour produire un mélange variable de l'hydrocarbure gazeux et d'hydrogène selon l'invention,
est une vue en perspective d'un dispositif de la ,
est une autre vue en perspective du dispositif de la représentée partiellement,
est une vue du dessous du dispositif de la ,
est une vue en coupe verticale schématique partielle du dispositif de la selon l'axe V-V' de la ,
est une vue schématique d'un exemple d'abaque permettant la mise en œuvre du dispositif de la sur un brûleur d'une chaudière à gaz, ledit abaque représentant l’évolution de l’oxygène dans les fumées en fonction du taux d’hydrogène dans le gaz.
En référence à la et conformément à l'invention, le dispositif 1 pour produire un mélange variable d'hydrocarbure gazeux et d'hydrogène agencé pour être disposé à l'amont d'au moins un brûleur de chaudière à gaz comporte au moins : - un tube de Venturi 2, - un premier orifice d'entrée 3 disposé à l'entrée dudit tube de Venturi 2 et agencé pour être raccordé à une tuyauterie d'alimentation en hydrocarbure gazeux, - un orifice de sortie 4 disposé à l'entrée dudit tube de Venturi 2 et agencé pour être raccordé à une tuyauterie de refoulement du mélange d'hydrocarbure gazeux et d'hydrogène produit par ledit dispositif 1, - un deuxième orifice d'entrée 5 agencé pour être raccordé à une tuyauterie d'alimentation en hydrogène, - un groupe de sécurité et de régulation d'hydrogène 6 raccordé par son entrée audit deuxième orifice d'entrée 5 et par sa sortie au col dudit tube de Venturi 2, - un pressostat 7 mesurant la pression d'hydrogène entrant dans ledit dispositif 1 par son deuxième orifice d'entrée 5, - un pressostat différentiel 8 détectant une différence de pression entre l’entrée et le col dudit tube de Venturi 2, et - un boitier de commande électronique 9 permettant de réguler l'alimentation en hydrogène du dispositif 1 à l'aide dudit groupe de sécurité et de régulation d'hydrogène 6 en fonction des mesures de pression du pressostat 7 et du pressostat différentiel 8 selon un mode manuel ou selon un mode automatique.
On désigne ici par "entrée" ou "sortie" des éléments ou parties d'éléments du dispositif 1 situés du côté de l'entrée ou la sortie d'un fluide selon son sens d'écoulement.
Par ailleurs, on désigne ici par "pressostat" un organe servant à relayer les informations des variations de pression d'un fluide à l'intérieur d'un élément, ledit pressostat pouvant être de tout type tel que, par exemple, mécanique, électrique, électronique ou encore pneumatique.
Le tube de Venturi 2 est conformé pour générer une différence de pression maximale comprise entre 5 et 10 mbar entre l'entrée et le col dudit tube de Venturi 2, tout en limitant la perte de charge entre le premier orifice d'entrée 3 et l'orifice de sortie 4 du dispositif 1 comprise entre 1 et 4 mbar. Cette configuration particulière est nécessaire pour permettre au système une admission d'un taux important d’hydrogène au niveau du col du tube de Venturi 2, tout en limitant la perte de pression du mélange de gaz produit en amont d'un brûleur d'une chaudière à gaz, c'est-à-dire au niveau de l'orifice de sortie 4 du dispositif 1, de manière à toujours avoir un mélange de gaz dans des conditions garantissant un fonctionnement optimal du brûleur associé.
Un autre avantage de cette configuration particulière du tube de Venturi 2 est de permettre un fonctionnement avec une alimentation en hydrogène à basse pression (qui doit être légèrement supérieure à la pression d’alimentation en hydrocarbure gazeux, de l’ordre de 5 à 10 mbar). Cette configuration particulière contribue donc à réduire les risques de fuite de gaz à l’intérieur des locaux recevant le dispositif 1.
Enfin, cette configuration du tube de Venturi 2 avec une forte dépression entre son entrée et son col permet, d'une part, une adaptation aux variations de la pression d'hydrocarbure gazeux sans perturber le taux d’hydrogène injecté au niveau dudit col et, d'autre part, de garantir une admission d’hydrogène en toute sécurité.
Le premier orifice d'entrée 3 et l'orifice de sortie 4 du dispositif 1 sont avantageusement matérialisés par des raccords mâles avec un filetage gaz fixés sur le tube de Venturi 2.
Par ailleurs, le deuxième orifice d'entrée 5 est avantageusement matérialisé par une bride munie d'un raccord femelle avec un taraudage gaz.
Selon un mode de réalisation avantageux, en référence aux figures 2 à 5, le groupe de sécurité et de régulation d'hydrogène 6 comprend selon le sens de circulation de l'hydrogène au moins : - une électrovanne de coupure 10 raccordée au deuxième orifice d'entrée 5 du dispositif 1, - un régulateur de pression 11 associé à un servo-régulateur 12 et raccordé à la sortie de l'électrovanne de coupure 10, et - un limiteur de débit 13 raccordé entre la sortie du régulateur de pression 11 et le col du tube de Venturi 2.
L'électrovanne de coupure 10 permet d'autoriser ou non l'alimentation de l'hydrogène du tube de Venturi 2. L'électrovanne de coupure 10 est alimentée électriquement et contrôlée par le boitier de commande électronique 9 en mode automatique ou en mode manuel, le passage d'un mode à l'autre étant assuré par un interrupteur dudit boitier de commande électronique 9. Ainsi, en mode automatique, l’électrovanne de coupure 10 s'ouvre et autorise l'alimentation en hydrogène, et donc le passage de ce dernier, uniquement lorsque la pression d’hydrogène mesurée par le pressostat 7 est supérieure ou égale à une première valeur de seuil, et lorsque la différence de pressions entre l’entrée et le col du tube de Venturi 2 mesurée par le pressostat différentiel 8 est supérieure ou égale à une deuxième valeur de seuil, lesdites première et deuxième valeurs de seuil étant prédéterminées en fonction des applications du dispositif 1 et respectivement réglées sur le pressostat 7 et le pressostat différentiel 8.
25% du moût fermentaire avancé constitue la première partie 11 et est soumis à la phase de réduction du titre alcoométrique acquis selon les conditions suivantes : étape de chauffage à 65°C, pendant 2 minutes, puis étape de détente à 0,05MPa. Le moût fermentaire avancé à titre alcoométrique réduit 14 est assemblé avec les 75% du moût fermentaire avancé non traité formant la deuxième partie 12 pour poursuivre la deuxième étape de fermentation.
Le volume du condensat 15 représente 9% en volume du volume de la première partie 11 du moût fermentaire avancé.
Alcool du condensat 15 c’est-à-dire titre alcoométrique acquis du condensat 15: 47%v/v.
La perte d’alcool du moût fermenté avancé réduit 14 est de 3,5° d’alcool. Cette mesure est réalisée par infralyseur (appareil automatique donnant la teneur en alcool d’un moût en fermentation).
L’alcool résiduel du moût fermentaire avancé à titre alcoométrique réduit 14, c’est-à-dire le titre alcoométrique acquis du moût fermentaire avancé à titre alcoométrique réduit 14 est de 8%v/v.
Après assemblage du moût fermenté avancé réduit 14 avec la deuxième partie 12 du moût fermentaire avancé non traité, et à l’issue de la deuxième étape de fermentation, le titre alcoométrique final du produit est de 13,6%v/v.
Un moût de cépage Mourvèdre ayant un TAP de 13,5° est traité par le procédé selon l’invention.
Le moût fermentaire avancé contient 11,5 %vol. Le moût fermentaire avancé est constitué d’une phase liquide.
50% du moût fermentaire avancé constitue la première partie 11 et est soumis à la phase de réduction du titre alcoométrique acquis suivant les conditions suivantes : étape de chauffage à 75°C, pendant 2 minutes, puis étape de détente à 0,05MPa. Le moût fermentaire avancé à titre alcoométrique réduit 14 est assemblé avec les 50% du moût fermentaire avancé non traité formant la deuxième partie 12 pour poursuivre la deuxième étape de fermentation.
Le volume du condensat 15 représente 8,6% en volume du volume total de la première partie 11 du moût fermentaire avancé.
L’alcool du condensat 15 c’est-à-dire le titre alcoométrique acquis du condensat 15 est de 48%v/v.
La perte d’alcool du moût fermenté avancé réduit 14 est de 3,2° alc.
L’alcool résiduel du moût fermentaire avancé à titre alcoométrique réduit 14, c’est-à-dire le titre alcoométrique acquis du moût fermentaire avancé à titre alcoométrique réduit 14 est de 8,3%v/v
Après assemblage du moût fermenté avancé réduit 14 avec la deuxième partie 12 du moût fermentaire avancé non traité, et à l’issue de la deuxième étape de fermentation, le titre alcoométrique final du produit est de 11,9%v/v.
est une vue de côté d’un ensemble selon l’invention dans une première position dudit ensemble,
est la même vue de côté que celle de la dans une deuxième position dudit ensemble,
est une vue en perspective d’un détail de réalisation de l’invention,
est une représentation d’un système d’attache mis en œuvre dans l’ensemble selon l’invention,
est une vue en perspective d’un exemple d’un chariot mis en en œuvre dans l’ensemble selon l’invention,
est une vue en perspective d’un exemple d’un système de verrouillage du chariot de la , et
est une vue en perspective d’un ensemble de l’état de la technique.
Dans la description qui suit, et par convention, on appelle X la direction longitudinale du turboréacteur qui est parallèle à l’axe longitudinal de l’aéronef et orienté vers l’avant, on appelle Y la direction transversale qui est horizontale lorsque l’aéronef est au sol, et Z la direction verticale qui est verticale lorsque l'aéronef est au sol, ces trois directions X, Y et Z étant orthogonales entre elles.
Pour chaque moteur 14, l’aéronef 10 comporte un système anti-incendie 100 qui comporte au moins un réservoir 102a-b rempli d’un fluide extincteur et, pour chaque réservoir 102a-b, une canalisation de décharge 104 qui s’étend entre ledit réservoir 102a-b et le moteur 14 soutenu par ledit mât 12. Dans le mode de réalisation de l’invention présenté ici, il y a deux réservoirs 102a-b, mais l’invention s’applique de la même manière pour un seul réservoir 102a-b. Dans la suite de la description, sauf précision particulière, il est fait référence à un seul réservoir 102a.
Comme pour l’état de la technique, le réservoir 102a est équipé d’une tête de décharge qui est arrangée pour libérer le fluide extincteur vers la canalisation de décharge 104 en cas de besoin.
Les Figs. 2 à 4 montrent un ensemble 50 qui comporte le mât 12 et le réservoir 102a.
Les flotteurs semi-submersibles constituent le modèle de flotteur le plus répandu actuellement. Il s’agit d’une fondation en acier ou en béton qui se pré - sente généralement sous la forme d’un trépied avec trois colonnes cylindriques (ou quatre) reliées entre elles par des structures métalliques. La stabilité de la structure est assurée grâce à un contrepoids qui permet l’immersion d’une partie de la fondation. Cette structure est caractérisée par sa grande taille et son tirant d’eau réduit.
On pourra se référer à la publication WO 2019/106283 qui décrit une structure de flotteur semi-submersible et un procédé d’installation d’une éolienne munie d’une telle structure de flotteur. Dans cette publication, le contrepoids est constitué par un panier apte à recevoir un matériau de ballast. En pratique, ce panier est transporté vide jusqu’à la zone d’implantation de l’éolienne, puis est rempli progressivement par le matériau de ballast afin de mettre en tension les liens de ballast qui le relient à la structure de support flottant.
L’invention a pour objet de proposer une structure alternative de contrepoids pour flotteur semi-submersible d’éolienne offshore.
Conformément à l’invention, cet objet est atteint grâce à un contrepoids pour flotteur semi-submersible d’éolienne offshore pouvant être configuré dans un état coulant ou dans un état flottant, comprenant une structure principale de contrepoids réalisée dans un matériau la rendant coulante lorsqu’elle est immergée dans de l’eau, et une pluralité d’airbags fixés de façon amovible à la structure principale de façon à rendre le contrepoids flottant lorsque les airbags sont gonflés.
Le contrepoids selon l’invention est remarquable en ce qu’il est réalisé dans un matériau le rendant coulant mais qu’il peut être configuré dans un étant flottant à l’aide d’airbags. En particulier, du fait qu’il puisse être configuré dans un étant flottant, son remorquage jusqu’au site d’installation de l’éolienne offshore est grandement facilité. En particulier, il n’est pas nécessaire de recourir à une grue offshore pour son installation.
La structure principale peut être réalisée en béton, en acier, ou en matériaux composites.
La structure principale peut présenter une forme cylindrique ou de polyèdre avec une pluralité de faces latérales sur lesquelles sont fixés de façon amovible les airbags. Dans ce cas, la structure principale peut présenter une forme de prisme hexagonal.
L’invention a également pour objet un procédé d’installation d’un contrepoids tel que défini précédemment, comprenant, dans un ordre indéterminé : la fixation à quai des airbags dégonflés sur la structure principale ; le gonflage des airbags pour rendre le contrepoids flottant préalablement à sa mise à l’eau ; la mise à l’eau du contrepoids dans son état flottant ; le remorquage du contrepoids jusqu’au site d’installation de l’éolienne offshore ; la connexion par l’intermédiaire de tendons du contrepoids sous le flotteur semi-submersible de l’éolienne offshore ; et la descente du contrepoids sous le flotteur semi-submersible afin de tendre les tendons et d’exercer sur le flotteur semi-submersible une force vers le bas.
Le procédé peut comprendre le remorquage du contrepoids dans son état flottant jusqu’au site d’installation de l’éolienne offshore séparément du remorquage du flotteur semi-submersible de l’éolienne offshore, suivi de la connexion des tendons préinstallés sur le flotteur au contrepoids.
Alternativement, le procédé peut comprendre la mise en place et la connexion par les tendons du contrepoids dans son état coulant sous le flotteur, suivi du remorquage du contrepoids et du flotteur jusqu’au site d’installation de l’éolienne offshore.
Encore alternativement, le procédé peut comprendre la connexion des tendons préinstallés sur le flotteur au contrepoids dans son état flottant, suivi de la mise en place de lignes de remorquage comprenant des remorqueurs, le flotteur et le contrepoids dans son état flottant, suivi du remorquage de l’ensemble jusqu’au site d’installation de l’éolienne offshore.
De préférence, la descente du contrepoids sous le flotteur semi-submersible est réalisée de façon progressive en utilisant des chaines de ballastage puis en dégonflant progressivement les airbags. Dans ce cas, les airbags peuvent être retirés de la structure principale après avoir été dégonflés.
La est une vue en perspective d’un contrepoids selon un mode de réalisation de l’invention.
La est une vue de côté du contrepoids de la .
La est une vue en perspective d’un contrepoids selon un autre mode de réalisation de l’invention.
La puissance résiduelle correspond à une fraction de la puissance nominale et décroit au cours du temps. Dans tous les cas, elle doit être prise en compte lors des phases d’arrêt normal du réacteur, lors des phases de manutention, mais aussi lors des situations accidentelles afin de dimensionner des systèmes d’évacuation de chaleur.
La filière des RNR refroidis au sodium (Na) est la technologie la plus mature, notamment celle des réacteurs en configuration intégrée, c’est-à-dire avec un circuit primaire en sodium disposé à l’intérieur de la cuve du réacteur. Le retour d’expérience dérivé de l’exploitation de plusieurs RNR-Na en France, comme à l’étranger, [1] a permis de mettre en exergue les avantages suivants : une meilleure utilisation du combustible nucléaire, c’est-à-dire une réduction de déchets par unité d’énergie produite, ce qui est valable pour tous les réacteurs à neutrons rapides ; un meilleur rendement thermodynamique, d’environ 42 % par rapport aux réacteurs à eau pressurisée qui est de l’ordre 32-33 %, grâce à une température du caloporteur moyenne plus élevée puisque jusqu’à 550 °C en sortie du cœur de réacteur ; un transfert de chaleur et refroidissement du combustible très efficace grâce à l’utilisation d’un métal liquide à très haute conductivité thermique ; une convection naturelle importante au circuit primaire, ce qui contribue à l’évacuation de la puissance résiduelle (EPuR) en situations accidentelles ; l’absence de mise sous pression du caloporteur au circuit primaire, étant donnée sa plage de fonctionnement à l’état liquide assez étendue à pression ambiante, d’environ 100 °C à 880°C.
Cependant, les RNR-Na en configuration intégrée présentent les inconvénients suivants : un risque de réaction exothermique en cas d’interaction du sodium avec l’eau ou l’air, ce qui implique : un contrôle strict de la quantité d’oxygène dans les boucles de sodium liquide, ainsi que des fortes contraintes d’étanchéité ; le fait d’avoir une boucle secondaire en sodium en plus par rapport aux réacteurs à eau pressurisée entre le circuit primaire et le système de conversion d’énergie, afin de séparer le risque radiologique et le risque chimique; des risques d’ébullition du sodium primaire en cas d’accident de perte de débit ou perte de refroidissement sans activation des dispositifs d’arrêt d’urgence du réacteur, ce qui limite, avec des marges de sûreté, la température de fonctionnement à 550 °C en sortie du cœur.
Les réacteurs refroidis au plomb (RNR-Pb) permettent de supprimer de facto les risques liés à l’interaction exothermique sodium/eau et de produire de la chaleur à haute température par le moyen d’un combustible solide, tout en augmentant la marge à ébullition du fluide caloporteur, puisque la température d’ébullition du plomb est autour de 1750 °C.
Néanmoins, les réacteurs refroidis au plomb présentent des problèmes d’érosion/corrosion des composants, accrus à des hautes températures et pour des densités du caloporteur très élevées, ce qui les oblige à fonctionner à des températures limitées à 500-550 °C :[2].
Deux autres technologies de réacteurs connues, sont intrinsèquement capables de résoudre ou à tout le moins d’atténuer les risques liés à l’interaction exothermique sodium/eau et à l’ébullition du caloporteur en cas d’accident, et de produire de la chaleur à haute température (>550 °C) par le moyen d’un combustible solide.
Il s’agit des réacteurs au gaz (d’acronyme anglo-saxon GFR pour « Gas-cooled Fast Reactors » ) et des réacteurs au gaz à très haute température (d’acronyme anglo-saxon VHTGR pour « Very High Temp e rature Ga s Reactors ») et des réacteurs à combustible solide et refroidis par un sel liquide, dit RNR-sel.
Les réacteurs VHTGR se caractérisent par un combustible massif, dont l’inertie thermique très élevée, la faible puissance volumique et la très haute température de fusion en améliorent la sûreté par rapport aux réacteurs au sodium. On pourra se référer au brevet FR2956773B1 ou à la publication [3]. Pour refroidir le combustible, un gaz sous pression est utilisé, ce qui permet d’éviter les risques liés à l’ébullition d’un caloporteur liquide en cas d’accident. En plus, le fait d’utiliser un gaz permet de monter à des températures très élevées dès lors que les matériaux de structure sont compatibles, typiquement jusqu’à 1000 °C en sortie cœur, et d’atteindre des rendements importants. Parmi les gaz qui ont été considérés comme fluides caloporteurs, l’hélium a souvent été retenu comme le principal candidat par ses propriétés thermiques (conductivité et chaleur spécifique plus importants par rapport aux autres gaz) et son inertie chimique.
Elle comporte un processeur 100 et une mémoire 102 contenant des modules logiciels propres à être exécutés par le processeur 100. La mémoire 102 comporte avantageusement un module 104 d’élaboration de visualisation tactique, élaborant une visualisation de situation tactique enrichie de toutes les informations provenant de toutes les consoles 40A à 40G.
Avantageusement, la mémoire 102 contient également un module 106 de supervision d’un domaine de lutte, propre à recevoir des données de chaque capteur 28, 30 accessible à l’aéronef, par exemple de chaque capteur 28, 30 d’une force de lutte, ainsi que des données de performance tactique des capteurs 28, 30 (par exemple des données de portée géographique des capteurs 28, 30) et à traiter les données pour fournir des données d’aide à la décision dans l’utilisation des capteurs 28, 30.
Par exemple, le module de supervision 106 est propre à déterminer, à partir de la performance tactique et de la position de chaque capteur 28, 30, le ou les capteurs devant être utilisés pour suivre une piste 26 correspondant à un acteur donné 24 et/ou pour donner des consignes de largage de capteurs additionnels 30 depuis l’aéronef 10 ou de positionnement de capteurs 30 présents sur un porteur distant 31 par rapport à l’acteur donné 24.
Le fonctionnement de l’aéronef 10 et de son système de mission 20 durant une mission de l’aéronef 10 va maintenant être décrit.
Initialement, l’aéronef 10 se rend en vol dans l’environnement de mission 22 en emportant les membres d’équipage définis plus haut. Chaque opérateur tactique se place alors sur une console standardisée 42A à 42G.
Le module de chargement de profil 82 est activé par chaque opérateur pour permettre le chargement de son profil d’opérateur.
Le module de chargement de profil 82 interroge la base de données de profils d’opérateur 80 et définit le jeu de capteurs et le jeu de données de suivi tactique auquel l’opérateur peut accéder à l’aide de son profil d’opérateur.