INPI-France/Brevets-Francais-2024-Chunked huggingface dataset:
- une fonction de contrôle de vitesse propre, en cas d’activation, à générer la consigne de couple en fonction d’une consigne de vitesse pour contrôler la vitesse en cours.
Comme le sait l’homme de l’art, les fonctions de contrôle de vitesse actuelles n’interviennent pas dans les stratégies de pilotage des freins d’un véhicule. Le seul moyen que ces fonctions ont à leur disposition pour décélérer le véhicule lorsque cela est nécessaire c’est de générer des consignes de couple négatives permettant de récupérer du couple de freinage récupératif pour respecter leur consigne de vitesse.
Un inconvénient réside dans le fait qu’actuellement le couple de freinage récupératif maximal que peut récupérer une fonction de contrôle de vitesse est égal au deuxième couple minimum qui correspond à un pourcentage d’enfoncement nul (0%) de la pédale d’accélérateur et qui est strictement supérieur au premier couple minimum pour des raisons d’agrément de conduite et de sécurité. De ce fait, le niveau de décélération pouvant être obtenu est relativement faible et donc la durée nécessaire au respect de la consigne de vitesse est relativement long.
On notera que le niveau de décélération est vraiment faible lorsque le conducteur du véhicule a sélectionné un premier mode de freinage récupératif parmi des premier et second modes de freinage récupératif permettant de récupérer des couples de freinage récupératif ayant respectivement des premier et second niveaux, le premier niveau étant inférieur au second niveau (on parle ici de valeurs absolues). En effet, lorsque ce premier mode de freinage récupératif a été sélectionné, la faiblesse du niveau de décélération qui peut être obtenu grâce à la récupération d’un couple de freinage récupératif faible (premier niveau), contraint la fonction de contrôle de vitesse à recourir très fréquemment en descente au système de freinage du véhicule. Par conséquent, une bonne partie de l’énergie de freinage se retrouve dissipée dans les freins en pure perte, alors même qu’elle aurait pu au moins partiellement servir à recharger la batterie rechargeable du véhicule et ainsi augmenter l’autonomie kilométrique du véhicule.
Lesdits profilés PRH1, PRH2, PRV1, PRV2 présentent des faces d’appui FAC planes , aptes à coopérer avec au moins un desdits blocs BLO en vis-à-vis, d’une part, et ne sont pas entrecroisés, d’autre part.
Dans le mode de réalisation présenté, lesdits blocs BLO sont des « briques en verre », et présentent sur leurs faces d’assemblage un profil en gorge comportant une dépression centrale DEP, non représentée, limitée par deux reliefs latéraux REL1, REL2, non représentés, sur leurs faces en vis-à-vis. Lesdits profilés PRH1, PRH2, PRV1, PRV2 présentent des rainures latérales RAL1, RAL2 sur lesdites faces FAC d’appui aptes à épouser lesdits reliefs latéraux REL1, REL2 et ainsi à empêcher des déplacements desdits blocs BLO perpendiculaires à ladite paroi PAR.
Lesdits profilés horizontauxPRH1, PRH2 sont généralement munis à au moins une de leurs extrémités de tenons et mortaises permettant de les emboiter deux à deux, un trou horizontal parallèle auxdites faces d’appui FAC agencé dans les tenons étant apte à recevoir ensuite une goupille GOU)de blocage de l’emboitement,
Dans un mode de réalisation particulier, ledit profilé horizontal PRH1, PRH2 peut être unique car sa longueur correspond à celle d’une couche desdits blocs BLO assemblés.
Lesdits profilés PRV1, PRV2 verticaux sont généralement munis à au moins une de leurs extrémités de tenons et mortaises permettant de les emboiter deux à deux, un trou horizontal parallèle auxdites faces d’appui FAC agencé dans les tenons étant apte à recevoir ensuite une goupille GOU de blocage de l’emboitement,
Dans un mode de réalisation particulier, ledit profilé vertical PRV1, PRV2 peut être unique car sa longueur correspond à la hauteur de l’ensemble des couches desdits blocs BLO assemblés.
La représente un emboitement par leurs extrémités entre un profilé vertical PRV1, PRV2 et un profilé horizontal PRH1, PRH2.
Lesdits profilés horizontauxPRH1, PRH2et verticauxPRV1, PRV2 sont munis sur leurs faces d’appui de lumières LUM1, LUM2 disposées en fonction de la géométrie des blocs à assembler, et aptes à autoriser le passage des tenons d’un ou de deux desdits profilés qui leur sont perpendiculaires, un seul en ce qui concerne lesdits profilés verticaux dans le cas d’un montage en empilement en quinconce, deux dans le cas d’un montage en empilement droit, par exemple dans le cas des briques en verre.
Un trou horizontal parallèle auxdites faces d’appui agencé dans les tenons est apte à recevoir ensuite une goupille GOU de blocage de l’emboitement.
La représente un emboitement entre l’extrémité d’un profilé vertical PRV1, PRV2 et lesdites lumières LUM1, LUM2 d’un profilé horizontal PRH1, PRH2.
Lesdites lumières LUM1, LUM2 sont dédiées ou partagées, etadaptées à un empilement droit comme à un empilement en quinconce. Il n’y a ainsi pas de conflit entre lesdits profilés verticaux PRV1, PRV2 qui se trouvent alignés de part et d’autre d’un desdits profilés horizontaux PRH1, PRH2.
Lesdites lumièresLUM1, LUM2 peuvent présenter un évasement destiné à faciliter un début d’emboitement desdits profilés verticaux PRV1, PRV2 présentés légèrement inclinés, avant d’achever l’emboitement en position verticale.
Lesdits profilés PRH1, PRH2, PRV1, PRV2 sont constitués d’un matériau apte à supporter des déformations générées par des tensions et pressions diverses, non limitativement l’aluminium, le plastique, le bois.
Lesdits profilés PRH1, PRH2, PRV1, PRV2 sont montés à sec, sans colle, ni ciment, ni silicone, ni aucun autre matériau d’assemblage.
Dans un autre mode de réalisation, lesdits blocs BLO sont des parallélépipèdes à faces planes constitués non limitativement de verre, céramique, plastique, bois, polycarbonate, métal. Lesdits profilés PRH1, PRH2, PRV1, PRV2 présentent une rainure centrale apte à épouser les faces desdits blocs BLO qui se trouvent en vis-à-vis, et ainsi à empêcher des déplacements perpendiculaires à ladite paroi.
Dans des modes de réalisation particuliers, ladite paroi PAR constituée est non plane, par exemple polygonale, ou est une voute polygonale. Lesdits profilés PRH1, PRH2, PRV1, PRV2 présentent des faces d’appui FAC droites à extrémités angulaires.
La turbomachine 10 comporte au moins un dispositif 60 de prélèvement d’air comprimé dans au moins un des compresseurs 16, 18. Dans l’exemple représenté, au moins un dispositif 60 est prévu pour prélever de l’air comprimé entre les compresseurs basse pression et haute pression 16, 18 ( ).
Les figures 2 et 3 montrent (schématiquement par l’intermédiaire de flèches) un circuit de pressurisation S1 des enceintes de pressurisation A1, A2, B1, B2 et C1, depuis le dispositif de prélèvement 60.
Les figures 3 et 4 montrent également schématiquement par des flèches des circuits de pressurisation S2, S3 des enceintes de pressurisation C2, D1, D2, E1, E2, depuis le dispositif de prélèvement 60.
Le circuit S2 comprend un espace annulaire 62 qui est situé à l’intérieur de l’arbre basse pression 28 et qui s’étend le long de l’axe X. Cet espace 62 est relié à l’amont à des orifices 64 d’entrée d’air comprimé qui sont reliés au dispositif de prélèvement 60 ( ). L’espace 62 est en outre relié à l’aval à des orifices 66 de sortie d’air comprimé qui sont reliés à l’enceinte de pressurisation E1 ou à une buse de pulvérisation d’air comprimé dans cette enceinte ( ), voire également à l’enceinte E2.
Dans l’exemple représenté, les orifices d’entrée d’air 64 sont situés en amont du compresseur haute pression 18, et les orifices de sortie d’air 66 sont situés en aval de la turbine haute pression 22.
Le circuit S3 comprend un espace annulaire 68 qui est situé à l’extérieur de l’arbre basse pression 28 et à l’intérieur de l’arbre haute pression 26, et qui s’étend le long de l’axe X. Cet espace 68 est relié à l’amont au dispositif de prélèvement 60 ( ). L’espace 68 est en outre relié à l’aval à des orifices 70 de sortie d’air comprimé qui sont reliés à l’enceinte de pressurisation D1, ou aux enceintes de pressurisation D1 et D2, ou à une buse de pulvérisation d’air comprimé dans cette/ces enceinte(s), voire également à l’enceinte E2.
La turbomachine 10 comporte en outre un tube de dégazage 82 qui s’étend le long de l’axe X à l’intérieur de l’arbre basse pression 28 et qui définit intérieurement au moins une partie d’un circuit de dégazage ou déshuilage W.
Ce tube de dégazage 82 délimite l’espace annulaire 62 précité avec l’arbre basse pression 28. On comprend donc que l’air comprimé du circuit S2 va circuler de l’amont vers l’aval entre le tube de dégazage 82 et l’arbre basse pression 28. De l’air comprimé du circuit S3 va en outre circuler de l’amont vers l’aval entre les arbres basse pression 28 et haute pression 26.
La turbomachine 10 comporte en outre un dispositif de déshuilage 84 de l’enceinte de lubrification A, qui alimente ledit circuit de déshuilage W. Dans l’exemple représenté, le dispositif de déshuilage 84 est porté par ou situé sur l’arbre d’entrée 46.
En fonctionnement, une partie du brouillard d’huile contenue dans l’enceinte A1 passe à travers le dispositif de déshuilage 84. Par effet vortex, l’air et l’huile contenus dans ce brouillard sont séparés l’un de l’autre, l’huile étant centrifugée vers l’extérieur et l’air se rapprochant de l’axe X et s’écoulant ensuite axialement à l’intérieur du tube de dégazage 82 et jusqu’à l’extrémité aval de la turbomachine 10.
Les figures 5 à 11 illustrent un mode de réalisation plus concret d’une turbomachine 10 selon l’invention. La illustre plus particulièrement la zone Z de la , qui contient l’enceinte de lubrification E.
Les références utilisées dans les figures 5 à 11 sont celles utilisées dans ce qui précède dans la mesure où elles désignent des éléments identiques ou similaires.
L’huile de lubrification des paliers 34 est apportée par au moins un gicleur d’huile 86 qui est situé en aval de l’extrémité aval de l’arbre 28. Ce gicleur 86 est porté par une pièce de stator de la turbomachine, qui peut être le support ou l’un des supports des paliers 34, comme dans l’exemple représenté.
On constate sur le dessin que le gicleur 86 est situé sur une circonférence centrée sur l’axe X qui a un diamètre sensiblement identique à celui de l’arbre 28. Par ailleurs, le gicleur 86 s’étend axialement dans le prolongement de l’arbre 28.
Le gicleur 86 est espacé axialement de l’arbre 28 et est configuré pour projeter de l’huile à l’intérieur de l’arbre 28, comme indiqué par la flèche F1.
On voit sur les dessins que les paliers 34 sont espacés axialement l’un de l’autre et sont respectivement un palier amont 34a et un palier aval 34b.
Ainsi comme le montre la , pour une poudre de graphite, une intensité acoustique, de l’ordre de 1,4.10 13 W.m - 2 permettant d’atteindre une pression de 20 GPa, pression supérieure à la pression minimale suffisante pour que le diamant soit stable, confère aux atomes de carbone une énergie cinétique telle qu’au moins 99% de l’échantillon en graphite sera converti en diamant en une durée de l’ordre de 10 ns. Une intensité acoustique de l’ordre de 1,6.10 12 W.m -2 , permettant, quant à elle, d’atteindre une pression de 6 GPa, pression supérieure à la pression minimale suffisante pour que le diamant soit stable, confère aux atomes de carbone une énergie cinétique de 0,017 eV et telle qu’au moins 99% de l’échantillon en graphite sera converti en diamant en une durée de l’ordre de 1 ms. Par contre, une intensité acoustique inférieure à 5.10 11 W.m -2 induira un changement de phase en une durée supérieure à la centaine d’heures à condition que la pression soit toujours suffisante pour être dans le régime de stabilité du diamant.
En revenant au deuxième procédé selon l’invention, les ondes acoustiques focalisées vont ainsi générer au niveau de la zone focale, une intensité acoustique induisant une pression acoustique et une énergie cinétique, comme décrit précédemment.
Pour que le changement de phase du graphite (respectivement du carbone amorphe avec un taux d’hybridation de type sp 3 compris entre 40% et 90%) en diamant ait lieu dans la zone focale, il est nécessaire, qu’au niveau d’au moins une partie de la zone focale, l’intensité acoustique générée soit au moins égale à l’intensité acoustique minimale suffisante, soit 1.10 12 W.m - 2 (respectivement de 1,4.10 12 W.m -2 (pour la poudre de carbone amorphe avec un taux d’hybridation de type sp 3 de 40%) à 2,1.10 12 W.m -2 (pour la poudre de carbone amorphe avec un taux d’hybridation de type sp 3 de 90%)).
Comme décrit précédemment, lorsque l’intensité acoustique obtenue au niveau de la zone focale est suffisante pour réaliser un changement de phase du graphite (respectivement du carbone amorphe) en diamant, la durée de l’émission de ladite intensité acoustique va conditionner la proportion du changement de phase du graphite (respectivement du carbone amorphe) en diamant dans la zone focale. En d’autres termes, pour une intensité acoustique donnée au niveau de la zone focale, le pourcentage de conversion du graphite (respectivement du carbone amorphe) en diamant, dans la zone focale, est fonction de la durée de l’émission des ondes acoustiques. Plus précisément, pour une intensité acoustique donnée, le pourcentage de conversion du graphite (respectivement du carbone amorphe) en diamant augmente avec la durée de l’émission des ondes acoustiques.
Le deuxième procédé, dans une deuxième phase, une fois la conversion du graphite (respectivement du carbone amorphe) en poudre de diamant ou en diamant très peu dense, en combinant la pression à la température de chauffage de l’échantillon 50, on a également avantageusement les conditions réunies pour réaliser le frittage afin de densifier le diamant.
Le deuxième procédé selon l’invention permet, à partir d’une intensité acoustique de 10 12 W.m -2 (respectivement de 1,4.10 12 W.m -2 (pour la poudre de carbone amorphe avec un taux d’hybridation de type sp 3 de 40%) à 2,1.10 12 W.m -2 (pour la poudre de carbone amorphe avec un taux d’hybridation de type sp 3 de 90%)), et une température de chauffage minimale de 1300°C (respectivement de 1250° C (pour la poudre de carbone amorphe avec un taux d’hybridation de type sp 3 de 40%) à 1100°C (pour la poudre de carbone amorphe avec un taux d’hybridation de type sp 3 de 90%)), d’obtenir du diamant à partir de poudre de graphique (respectivement du carbone amorphe avec un taux d’hybridation de type sp 3 compris entre 40% et 90%), par conversion du graphite (respectivement du carbone amorphe avec un taux d’hybridation de type sp 3 compris entre 40% et 90%) en diamant et frittage.
Exemple 2 : Une simulation a été réalisée pour reproduire le dispositif 100 à petite échelle et déterminer un volume souhaité de la zone focale.
Les valeurs qui suivent correspondent à un échantillon en poudre de graphite. A titre comparatif, les valeurs données entre parenthèse correspondent à un échantillon en poudre de carbone amorphe avec un taux d’hybridation de type sp 3 compris entre 40% et 90%.
La simulation donne une zone focale dont le volume est assimilable à un ellipsoïde, de section transversale circulaire, de demi grand axe 0,5 mm (respectivement de 0,66 (pour la poudre de carbone amorphe avec un taux d’hybridation de type sp 3 de 40%) à 0.87 (pour la poudre de carbone amorphe avec un taux d’hybridation de type sp 3 de 90%)) et de demi petit axe 0,18 mm (respectivement de 0,24 mm (pour la poudre de carbone amorphe avec un taux d’hybridation de type sp 3 de 40%) à 0,32 mm (pour la poudre de carbone amorphe avec un taux d’hybridation de type sp 3 de 90%)).
De cette simulation, on peut ainsi en déduire le facteur multiplicatif M de la lentille sphérique plan-concave. Dans le cas présent, le facteur multiplicatif M est le rapport de section entre la section d’entrée de la lentille sphérique plan-concave et la section transversale de la zone focale dans le plan focal. Le facteur multiplicatif M est ainsi de 4,3.10 2 (respectivement de 2,4.10 2 (pour la poudre de carbone amorphe avec un taux d’hybridation de type sp 3 de 40%) à 1,3.10 2 (pour la poudre de carbone amorphe avec un taux d’hybridation de type sp 3 de 90%)).
Ainsi, une lentille sphérique plan-concave avec une première face de diamètre 450 mm et une seconde face avec un rayon de courbure de 240 mm permet de conserver les dimensions obtenues dans la simulation pour la zone focale. Il est connu que l’épaisseur de la lentille n’impacte pas l’ouverture angulaire. L’épaisseur de la lentille est fixée à 1 cm pour minimiser avantageusement la distance de parcours des ondes acoustiques tout en préservant la solidité de la lentille.
Avec de telles dimensions, le facteur multiplicatif M de la lentille sphérique plan-concave est de 1,6.10 6 (respectivement de 8,9.10 5 (pour la poudre de carbone amorphe avec un taux d’hybridation de type sp 3 de 40%) à 4,7.10 5 (pour la poudre de carbone amorphe avec un taux d’hybridation de type sp 3 de 90%)).
- on définit des plages de valeurs limites respectivement pour un rapport entre l’alésage du cylindre et la course du piston, un taux de compression, une vitesse moyenne de piston, une cylindrée unitaire, un excès d’air de combustion et un rendement thermodynamique ;
- on balaye plusieurs puissances spécifiques en kW/l correspondant à la puissance cible moteur par litre de cylindrée et on en extrait des valeurs possibles de cylindrée totale correspondant au produit de la cylindrée unitaire par le nombre de cylindres ;
- on fait varier le nombre de cylindres pour obtenir une plage de cylindrées unitaires possible ;
- on détermine un ensemble de triplets comprenant la cylindrée unitaire, le nombre de cylindres et la puissance unitaire dégagée par un cylindre sous contrainte de la plage de valeurs limites de la cylindrée unitaire définie précédemment ;
- pour chacun des triplets obtenus, on détermine une plage possible pour le régime de rotation en faisant varier l’excès d’air de combustion et le rendement thermodynamique dans les plages de valeurs limites définies ; - on combine la plage possible pour le régime de rotation avec les valeurs limites de la vitesse moyenne de piston ainsi qu’aux cylindrées unitaires possibles pour obtenir un ensemble possible de couples de rapport alésage sur la course du piston ; et - on compare l’ensemble possible des couples de rapport alésage sur la course du piston aux plages de valeurs limites du rapport alésage sur la course du piston tels que définies précédemment pour ne retenir que les rapports alésage sur la course du piston compris dans ces valeurs.
On obtient alors les paramètres géométriques complets correspondant à l’invention et répondant à un besoin de puissance cible du cahier des charges, ainsi que les paramètres de fonctionnement associés.
Les plages de valeurs limites définies lors de la première étape du procédé ne sont pas la résultante d’un calcul mais bien imposées et constituent des critères à respecter pour obtenir les paramètres géométriques et fonctionnels conformes à l’invention.
Une architecture du cylindre telle que définie selon l’invention, ainsi que des paramètres de fonctionnement spécifiques permettent d’obtenir un moteur thermique à hydrogène basé sur un cycle à quatre-temps ayant une puissance spécifique élevée, supérieure ou égale à 120kW/L, de préférence supérieure ou égale à 150kW/L, un haut rendement thermodynamique compris entre 40% et 50% sur une large gamme de régime et de charge du moteur, tout en produisant de faibles quantités d’oxydes d’azote, comprises entre 1 g/kWh et 5g/kWh en fonction du point de fonctionnement du moteur.
En effet, les architectures actuelles des moteurs thermiques à hydrogène sont principalement carrées ou à longue course, c’est-à-dire que le rapport A/C entre l’alésage du cylindre et la course du piston est inférieur ou égal à 1. Un tel rapport inférieur à 1 ne permet pas d’atteindre des régimes de rotation élevés car l’usure et l’échauffement du contact piston-chemise à travers la segmentation deviennent trop importants. On estime généralement que la vitesse moyenne de piston ne doit pas dépasser 18m/s pour les moteurs sans traitements de surface particuliers, et 24m/s pour les moteurs comprenant un traitement de surface avec un revêtement à faible frottement. La vitesse moyenne de piston est définie comme étant égale à deux fois le régime moteur, en tours/min, multiplié par la course, le tout divisé par soixante.
Le choix d’un rapport A/C inférieur à 1 tend à générer des courses de piston importantes qui limitent les régimes de rotation sous peine d’usure. Les régimes de rotation atteignables avec une telle architecture sont généralement inférieurs à 8000 tours/min, et plus généralement inférieurs à 6000 tours/min. Dans les moteurs conventionnels, l’obtention d’une puissance spécifique importante ne peut se faire que par l’augmentation de la pression de suralimentation.
Ainsi, de telles architectures sont généralement associées à des systèmes de suralimentation par compresseur volumétrique ou turbocompresseur afin d’augmenter la puissance spécifique.
Toutefois, l’utilisation d’une suralimentation a de nombreuses conséquences néfastes.
En effet, la suralimentation implique une augmentation de la température des gaz d’admission. Malgré l’utilisation d’un échangeur de chaleur en aval du compresseur, cette température est généralement de l’ordre de 50°C à 60°C. Les gaz sont comprimés dans le cylindre, ce qui conduit à une température maximale de compression pouvant dépasser 600°C. Une telle température est proche du point d’inflammation du dihydrogène, ce qui peut conduire, lors de la combustion, à des auto-inflammations susceptibles de générer un cliquetis intense. Ce phénomène a pour conséquence une usure prématurée des parois de la chambre de combustion, à savoir la culasse, la chemise et le piston, ainsi qu’à une chute du rendement thermodynamique.
Par ailleurs, les températures de combustion élevées vont générer des points chauds aux parois risquant de susciter des préallumages du mélange dihydrogène-air. Ces préallumages peuvent conduire à nouveau à des cliquetis intenses et à une destruction très rapide du moteur.
En outre, une température d’admission élevée va favoriser les retours de flamme à l’admission en cas d’injection indirecte d’hydrogène puisque la vitesse de propagation de la flamme augmente avec la température. De tels retours de flamme nuisent au bon fonctionnement du moteur et en réduisent la puissance, le rendement et la stabilité cyclique.
La formation d’oxydes d’azote dépend principalement de deux paramètres, à savoir le niveau de température des gaz brûlés et le temps de résidence des produits de combustion à de telles températures élevées. Les températures de gaz brûlés dépendent presque linéairement de celle des gaz frais, de sorte que la suralimentation a tendance à favoriser la production d’oxydes d’azote. De plus, les régimes de rotation restreints associés à une architecture à longue course impliquent des durées de cycle plus importantes et des temps de résidence des gaz à haute température également plus importants, ce qui favorise la production d’oxydes d’azote.
Comme pour le premier procédé, l’intensité acoustique I e générée en entrée du système de focalisation est déterminée par le rapport entre la puissance injectée dans le système de focalisation 20 et la section d’entrée du système de focalisation 20. La puissance injectée dans le système de focalisation 20 est quant à elle déterminée par la multiplication du nombre de générateurs 10 d’ondes acoustiques utilisés par la puissance générée par un générateur 10 d’ondes acoustiques (en partant du principe que tous les générateurs d’ondes acoustiques génèrent la même puissance).
Comme pour le premier procédé, dans la zone focale, les ondes acoustiques focalisées vont générer une intensité acoustique correspondant, à un facteur près, à la multiplication de l’intensité acoustique I e en entrée du système de focalisation par le facteur multiplicatif M dudit système de focalisation. Ce facteur multiplicatif M est un facteur multiplicatif de l’intensité acoustique I e , facteur qui est induit par la focalisation.