INPI-France/Brevets-Francais-2024-Chunked huggingface dataset:
Les éléments d’addition mineurs sont le hafnium (Hf) et le silicium (Si), pour lesquels la teneur massique maximale est inférieure à 1 % en masse.
Parmi les impuretés inévitables, on peut citer, par exemple, le soufre (S), le carbone (C), le bore (B), l’yttrium (Y), le lanthane (La) et le cérium (Ce). On définit comme impuretés inévitables les éléments qui ne sont pas ajoutés de manière intentionnelle dans la composition et qui sont apportés avec d’autres éléments. Par exemple, le superalliage peut comprendre 0,005 % en masse de carbone.
Dans les boucles de fixation d’axe géométrique (4) et (6) sont introduits les arbres (15) et (16), les dits arbres sont encore appelés « barres de charge ».
Afin d’atteindre les objectifs visés les rubans composites constituant l’extrados (1) et l’intrados (2) du ressort passent au contact des barres de charge, en (17) pour la barre de charge (15) et en (18) pour la barre de charge (16). Grace à cette disposition, lors d’un chargement (voir ), la barre de charge (15) vas appuyer à la fois : sur le ruban (1), qui vas se mettre en tension, et sur le ruban (2) qui vas être sujet à compression. Les deux rubans étant intimement joint entre eux par la matrice du composite qui les constitue et étant pressées entre eux, il est impossible de les désolidariser ou de les délaminer, cette disposition et ses propriétés exceptionnelles sont la « clef de voute » de notre invention !
De plus comme on utilise des rubans contenant des fibres unidirectionnelles, allant d’une extrémité à l’autre desdits rubans de façon continue, lorsque le ruban (1) d’extrados est mis sous contrainte de traction dans la zone (17), ladite contrainte va parcourir l’extrados, sans changer de fibres, et aboutir à la zone opposée (18). On a donc une contrainte qui est gérée et « convoyé » par la même fibre d’un coté à l’autre du ressort. Ce ressort est ainsi capable de travailler, comme nous l’avons démontré jusqu’à la limite extrême de traction des fibres employées, ce qui est exceptionnel ! la qualité de l’adhésion fibre-matrice dans cette topologie, est moins importante que pour tout autre type de structure composite.
Brève description des figures vue générale du ressort en « C »
vue générale du ressort en « C » incorporant des retours destinés à renforcer les boucles d’extrémité
vue des directions des efforts dans le ressort
vue générale du ressort en « S »
vue générale du ressort en « C » libre et comprimé
Le niveau de contraintes est tel : Dans le ruban en tension (1) qu’il est impératif de finir la boucle en (8) coté barre de charge (4) et en (9) coté barre de charge (6) sans interrompre le ruban (1) dans la zone de travail. Dans le ruban en compression (2) qu’il est impératif de finir la boucle en (8) coté barre de charge (4) et en (9) coté barre de charge (6) sans interrompre le ruban (2) dans la zone de travail.
On désigne par zone de travail la zone allant du point de chargement (17) au point opposé (18).
En fin de boucle, voir , dans les zones (8) et (9) on peut avantageusement replier l’extrémité du ruban (1) de façon à recouvrir l’extrémité du ruban (2) sur tout ou partie de ladite boucle de fixation d’axe géométrique (4) et (6), ceci permet d’accroitre la longueur de « collage » entre les deux rubans.
Lors de la mise en charge du ressort, comme décrit précédemment, le ruban (1), qui parcours l’extrados, étant en tension, a tendance à avoir un mouvement centripète (Fa), (Fa’), c’est-à-dire qu’il pousse vers l’intrados. De façon opposée le ruban (2) qui parcours l’intrados est en compression, il a donc tendance à pousser vers l’extrados (Fb), (Fb’). Dans ce dispositif les deux rubans convergent l’un vers l’autre et compriment l’entretoise (3).
On a donc une structure auto-serrante [ruban (1) / entretoise (3) / ruban (2)] absolument unique et parfaitement impossible à délaminer.
Des ressorts en oméga, de notre conception, ont été testés, sous charge nominale, durant 20 ans, sans présenter de fluage.
Des ressorts « didactiques » ont été pourvu d’une couche de téflon entre le ruban (2) et l’entretoise (3), ces ressorts ont présentés les mêmes propriétés en compression qu’un ressort sans téflon…
La présente invention se caractérise par la forme dite en oméga, de son élément élastique ; cette forme précise, est dessinée à base de portion(s) d’ellipse, comme le montre la , elle est terminée, préférentiellement, par des portions de boucles de fixation d’axe géométrique (4) et (6).
Le canal 5 comprend au moins deux interfaces vers l’extérieur, le fluide entrant par une interface et sortant par l’autre, le canal s’étendant sensiblement tubulaire autour de l’axe X entre les deux interfaces. Le fluide s’écoule contre la surface interne 50 du canal.
En première approximation, dans le canal tubulaire selon l’axe X, l’écoulement du fluide se fait selon l’axe X, c’est à dire que le fluide s’écoule transversalement à un plan perpendiculaire à l’axe X illustré à la .
Dans la suite de la description on décrit une portion du canal 51 représentée à la dans laquelle s’étend au moins une ailette 1a entre deux zones distinctes 52, 53 de la surface interne 50 comme illustré à la . En particulier, l’ailette 1a s’étend dans le canal, le fluide s’écoulant autour de l’ailette 1a.
Ces deux zones distinctes 52, 53 sont avantageusement opposées. En considérant le cas simplifié d’une portion de canal 51 parallélépipédique s’étendant selon X et comprenant une paroi inférieure opposée à une paroi supérieure selon Y, et des parois latérales opposées selon Z, l’ailette s’étendra entre une zone de la paroi inférieure et une zone de la paroi supérieure. Une telle ailette s’étend donc en travers du canal, le fluide circulant autour de l’ailette avec une surface d’échange entre le fluide et l’ailette qui s’étend sur toute la hauteur de l’ailette entre les parois opposées du canal. L’ailette a avantageusement une dimension dans la direction Z très inférieure à la distance entre les parois latérales. L’ailette ne limite ainsi pas l’écoulement de fluide dans le canal.
L’ailette 1a s’étend avantageusement dans un plan d’extension, une épaisseur de l’ailette selon une direction transverse au plan d’extension étant inférieure aux dimensions de l’ailette dans le plan d’extension. Une épaisseur typique d’ailette pourra être de 2mm pour une ailette de 8mm de hauteur dans son plan d’extension.
L’ailette 1a s’étend avantageusement autour d’un plan médian Pa illustré à la . Un tel plan coupe l’ailette au milieu de son épaisseur de sorte que l’ailette est sensiblement symétrique par rapport à ce plan Pa.
L’ailette 1a est avantageusement positionnée dans l’écoulement du fluide pour limiter les pertes de charge. Ainsi le plan médian de l’ailette comprend une droite parallèle à l’axe X d’écoulement du fluide. Le plan médian de l’ailette s’étend dans ce cas simplifié dans le plan (X, Y), l’axe Z étant transverse au plan médian.
La portion 51 comprend avantageusement au moins deux ailettes 1a, 1b, comme illustré ayant respectivement des plans médians Pa, Pb. Les plans médians sont avantageusement parallèles.
Les deux ailettes 1a, 1b sont donc toutes les deux toute hauteur entre les parois supérieure et inférieure du canal et solidaires des parois opposées par les extrémités axiales inférieure et supérieure, pour augmenter la surface d’échange. L’ailette est par exemple venue de matière avec la paroi. Les ailettes 1a, 1b parallèles sont également dans l’écoulement du fluide de sorte à éviter la perte de charge.
Dans un mode avantageux de réalisation, dans un quelconque plan transverse à l’axe Y et coupant l’ailette 1a, la section de l’ailette 1a a une épaisseur transversalement au plan médian Pa qui augmente le long de l’axe X.
L’ailette 1a ainsi profilée permet de limiter la perte de charge tout en augmentant la surface d’échange du fluide refroidissement avec la surface du canal, l’ailette 1a augmentant la surface d’échange du canal.
La distance entre deux ailettes correspond à la plus petite distance entre les plans médians de deux ailettes directement adjacentes.
Dans le cas simplifié, en définissant la distance d1 comme la distance entre les plans médians de deux ailettes adjacentes selon l’axe Z, dans un plan de coupe quelconque perpendiculaire à l’axe Y, comme illustré à la , la distance d1 entre deux premières ailettes est avantageusement comprise entre 2mm et 4mm et plus particulièrement de l’ordre de 2.5mm pour un canal de hauteur h selon l’axe Z comprise entre 10mm et 20mm. La distance d1’ selon X entre deux premières ailettes 1 adjacentes selon X est avantageusement de l’ordre de 1mm à 2mm, notamment pour éviter que les lignes d’écoulement de fluide soient perturbées à proximité des bords des ailettes.
Un circuit de refroidissement comprenant de telles ailettes est obtenu par fabrication additive.
De préférence, l’étape (iii) est une étape de moulage par thermocompression.
De préférence, l’élément de semelle textile est disposé dans une structure de moule comprenant une empreinte de semelle à impartir à l’élément de semelle textile, en particulier à sa face externe. Puis, l’élément de semelle textile est chauffé à une température de chauffage Tc supérieure ou égale à la température de fusion de la matière thermofusible du ou des fil(s) au moins en partie thermofusible(s) que comprend l’élément de semelle textile, et une pression est appliquée à l’élément de semelle textile en sorte de le forcer selon l’empreinte de la structure de moule, la matière fondue issue du ou des fil(s) flue dans l’empreinte. La matière fondue, issue du ou des fil(s) au moins en partie thermofusible(s) du logement, ferme et consolide au moins en partie ledit logement.
Selon l’empreinte de semelle de la structure du moule, il est possible de subdiviser ladite au moins une poche en plusieurs logements thermocomprimés. Les particules se répartissent alors dans les différents logements. Il est également possible que l’élément de semelle textile comprennent plusieurs poches textiles, éventuellement remplies/comprenant chacune de particules, ou au moins dont l’une des poches comprend des particules, et que l’étape (iii) participe à la mise en forme finale de ces poches par la fusion du ou des fil(s) au moins thermofusible(s) qu’elles comprennent pour la formation de plusieurs logements.
De préférence, une poche est subdivisée en plusieurs logements communicants (c’est-à-dire que les volumes de réception de ces logements communiquent entre-eux).
De préférence, l’élément de semelle textile comprend au moins deux poches textiles, et l’élément de semelle textile au moins en partie thermofondu comprend au moins deux logements non communicants (c’est à dire dont les volumes de réception ne communiquent pas entre-eux). Dans ce cas, une poche peut comprendre plusieurs logements communicants entre-eux.
La pression peut être appliquée par exemple à l’aide d’une vessie gonflable, par exemple en silicone ou dans un matériau très élastique capable de recouvrir sa forme initiale après déformation.
Alternativement, la pression peut être appliquée de manière classique à l’aide d’une presse.
De préférence, un ou plusieurs élément(s) de semelle textile, et éventuellement un ou d’autres membre(s) de semelle, est (sont) disposé(s) dans la structure de moule. On chauffe à la température Tc en sorte de fondre la matière thermofusible du ou des fil(s), et on gonfle la vessie gonflable (par exemple la pression de gonflage est de 4 à 6 bars) ou on applique une pression via une presse (appliquant également environ 4 à 6 bars) pour plaquer directement ou indirectement le ou les élément(s) de semelle textile contre l’empreinte de semelle de la structure de moule.
La température de chauffage Tc est de préférence supérieure ou égale à 150°C et inférieure ou égale à 220°C, encore de préférence inférieure ou égale à 200°C, préférentiellement inférieure ou égale à 190°C, par exemple entre 170°C et 190°C.
La température Tc est déterminée en fonction de la température de ramollissement ou de fusion de la ou des matière(s) thermofusible(s) du ou des fil(s) au moins en partie thermofusible(s) utilisé(s).
De préférence, lors de l’étape (ii), ladite au moins une poche comprend une ouverture de remplissage pour y disposer des particules. Puis, lorsque la poche comprend les particules, l’ouverture de remplissage est fermée, notamment par une couture ou par une soudure (par ultrasons, thermique, ou haute fréquence).
Dans un mode de réalisation, l’élément de semelle textile est une poche textile, de construction textile unitaire, notamment tricotée. En particulier, la poche comprend une ouverture de remplissage de ladite poche en particules. Ladite ouverture de remplissage est fermée, par exemple par une couture ou par une soudure (ultrasons, haute-fréquence, thermique,…).
Dans un mode de réalisation, l’élément de semelle textile comprend plusieurs poches textiles, notamment de construction textile unitaire avec ledit élément de semelle textile. De préférence, chacune desdites poches comprend une ouverture de remplissage. Lesdites ouvertures de remplissage sont fermées, par une couture ou par une soudure (ultrasons, haute-fréquence, thermique,…).
Les poches peuvent recevoir des particules. Une ou des poche(s) peut/peuvent recevoir un membre fonctionnel, par exemple une mousse.
Dans un mode de réalisation, (chaque) poche comprend : - au moins une portion de la couche supérieure textile de l’élément de semelle textile, et/ou - au moins une portion de la couche inférieure textile de l’élément de semelle textile.
Les couches supérieure et inférieure peuvent être solidarisées selon leurs bords périphériques, par exemple par tricotage, par couture ou par une soudure (thermique, ultrasons, hautes-fréquences).
Dans le présent exposé, l’utilisation de l’aluminium sur le site A et du carbone sur le site X permet d’assurer une bonne compatibilité chimique avec la phase Al 4 C 3 . Par ailleurs, l’utilisation de l’aluminium sur le site A permet d’assurer la formation d’une couche d’alumine protectrice par oxydation de la contre-forme. En outre, l’utilisation du carbone sur le site X est avantageuse en ce qu’elle ne présente pas le risque de contaminer les matériaux en présence, ni de réagir négativement avec la phase Al 4 C 3 , contrairement à l’azote.
Par ailleurs, le titane ou le chrome, utilisés sur le site M, présentent des températures de fusion supérieures aux températures utilisées lors du frittage de la pièce à fabriquer, permettant de conserver leur structure et leur stabilité au cours du frittage. Par ailleurs, ils présentent des coefficients de dilatation thermique compatibles avec ceux des matériaux à densifier, notamment les alliages à base de nickel, de titane, ou l’aluminure de titane, et une bonne conductivité thermique.
En outre, l’association de cette première phase, avec une deuxième phase de formule Al 4 C 3 , est particulièrement avantageuse. En effet, le carbure d’aluminium (Al 4 C 3 ) est un composé inorganique, dont la température de fusion est très élevée (2200°C), et qui peut aisément s’hydrolyser à température ambiante, en présence d’une atmosphère riche en eau. Ainsi, le matériau composite utilisé pour la contre-forme du présent exposé intègre cette deuxième phase de carbure d’aluminium aux joints de grains de la première phase. Cela permet de rendre le matériau composite particulièrement réactif aux atmosphères contenant de l’eau. La dégradation du carbure d’aluminium s’accompagne d’une variation de volume et d’un dégagement de gaz, à même de fragmenter le joint de grain et de propager des fissures dans la première phase initiale. Il est ainsi possible de propager le phénomène d’hydrolyse sur des distances relativement grandes, et ainsi de faciliter la fragmentation et le décochage de la contre-forme. En d’autres termes, le matériau composite formant la contre-forme peut être dense et massif initialement, et être réduit en poudre par hydrolyse.
D’autre part, le gradient chimique entre le carbure d’aluminium et la première phase contenant de l’aluminium et du carbone est très limité, ce qui permet de limiter l’interdiffusion entre les différents éléments chimiques lors des étapes de mise en forme de la contre-forme et de coulée. En outre, une fois le décochage de la contre-forme réalisé, un matériau fragmenté, composé de grains de la première phase et d’aluminium hydraté peut être récupéré. Après séchage, cette matière peut être « rechargée » en Al 4 C 3 et réutilisée afin de fabriquer de nouvelles contre-formes.
Le matériau composite de la contre-forme selon le présent exposé allie ainsi les avantages précités liés à la première phase, à l’utilisation d’une deuxième phase de formule Al 4 C 3 , permettant la réalisation de pièces de formes complexes sans avoir recours à des outillages graphites complexes, tout en autorisant un décochage aisé et rapide de le contre-forme ne nécessitant pas de solutions chimiques potentiellement néfastes pour la pièce fabriquée ultérieurement et pour l’environnement, et pouvant être recyclées.
Dans certains modes de réalisation, la première phase est de l’une des formules parmi Cr 2 AlC, Ti 3 AlC 2 , Ti 2 AlC, Nb 4 AlC 3 , Nb 2 AlC ou Mo 2 TiAlC 2 .
Ces phases présentent une bonne compatibilité chimique avec la deuxième phase Al 4 C 3 et permettent d’obtenir un composite stable thermodynamiquement à haute température, pendant la phase de frittage. Les phases Cr 2 AlC, Ti 3 AlC 2 , Ti 2 AlC présentent en outre l’avantage de couvrir les plages de températures de densification et de coefficients de dilatation thermique des matériaux considérés et utilisés pour fabriquer la pièce. En outre, les phases Cr 2 AlC, Ti 3 AlC 2 , Ti 2 AlC sont aluminoformeuses et ne nécessitent donc pas l’ajout d’un revêtement permettant la formation d’une couche protectrice.
Dans certains modes de réalisation, le matériau composite comprend entre 1 et 50% de deuxième phase en volume du matériau composite, de préférence entre 1 et 20%. Ces valeurs permettent d’assurer la fragmentation du matériau composite par hydrolyse, tout en laissant un volume suffisant de première phase dans le matériau composite, permettant de conserver les avantages techniques liés à cette première phase. En outre, cette fraction de phase Al 4 C 3 permet d’assurer la stabilité chimique du matériau à haute température, tout en permettant d’induire un phénomène d’hydrolyse facilitant le décochage.
Dans certains modes de réalisation, une surface interne de la contre-forme est recouverte par une couche d’alumine.
La dégradation de la contre-forme, par hydrolyse du carbure d’aluminium dans une atmosphère contenant de l’eau, ne doit avoir lieu que lors du décochage de la contre-forme. Ainsi, la présence d’une couche d’alumine adhérente et dense en surface interne de la contre-forme permet de protéger le matériau composite de la dégradation pendant les autres étapes de fabrication d’une pièce précédant le décochage de la contre-forme.
Dans certains modes de réalisation, la couche d’alumine présente une épaisseur comprise entre 1 et 50 µm. Cette épaisseur permet d’assurer la protection de la contre-forme au cours de la fabrication d’une pièce. Plus précisément, la couche d’alumine ainsi formée est suffisamment fine pour ne pas avoir d’impact sur le retrait mécanique de la pièce lors du refroidissement, mais isole chimiquement la poudre et la contre-forme.
Le présent exposé concerne également un procédé de fabrication d’une contre-forme pour la fabrication de pièce aéronautique métallique creuse, notamment de pièce de turbine par densification en phase solide, la contre-forme comprenant un matériau composite comprenant d’une part une première phase de formule M n+1 AlC n , où n = 1 à 3 et M étant un métal de transition choisi dans le groupe constitué du titane et/ou du niobium et/ou du molybdène et/ou du chrome, le matériau composite comprenant d’autre part une deuxième phase de formule Al 4 C 3 , la contre-forme étant obtenue par un procédé de métallurgie des poudres comprenant une étape de mélange dans laquelle des poudres permettant d’obtenir le matériau composite sont mélangées, et une étape de mise en forme.
Le mélange des poudres permettant d’obtenir la première phase peut notamment comprendre le mélange de poudres pures de carbone, d’aluminium, de titane et/ou de chrome, et/ou carbure de chrome, et/ou chromium carbide, et/ou de carbure de titane, et/ou de carbure d’aluminium. En d’autres termes, le matériau composite constitutif de la contre-forme est obtenu en faisant réagir les différentes poudres des éléments constitutifs de ce matériau à haute température. Ce procédé présente l’avantage de faire intervenir, dans l’élaboration du matériau composite, la phase Al 4 C 3 , permettant d’apporter les éléments Al et C nécessaires, apportant ainsi les avantages précités.
Par ailleurs, l’étape de mise en forme peut comprendre l’injection d’un liant sur une poudre (nommée « binder jetting » en anglais), l’injection d’un mélange de poudre métallique et d’un polymère thermoplastique (ou procédé MIM pour « Metal Injection Molding » en anglais) ou tout autre procédé d’impression 3D connu adapté, de préférence suivi d’un frittage, ou d’un frittage sous charge dit « frittage flash » (ou frittage SPS pour « Spark Plasma Sintering » en anglais), par exemple.
Dans certains modes de réalisation, l’étape de mélange comprend le mélange des poudres pures constitutives de la première phase de manière à obtenir la première phase sous forme de poudre, puis le mélange de ladite première phase sous forme de poudre avec une poudre d’Al 4 C 3 de manière à obtenir la deuxième phase.
En d’autres termes, les poudres pures de carbone, d’aluminium, de titane et/ou de chrome et/ou carbure de chrome, et/ou chromium carbide, et/ou de carbure de titane, et/ou de carbure d’aluminium par exemple sont mélangées en premier lieu, de manière à obtenir la première phase dans un premier temps, puis la première phase obtenue est mélangée à une poudre de carbure d’aluminium dans un deuxième temps, de manière à obtenir la deuxième phase. Cela permet d’améliorer la maîtrise des proportions de chaque phase.
Le superalliage peut comprendre, en pourcentages massiques, 5,75 % d’aluminium, 1,5 % de tantale, 3,0 % de titane, 4,0 % de cobalt, 13,0 % de chrome, 1,5 % de molybdène, 1,0 % de tungstène, 0,10 % de hafnium, 0,10 % de silicium, le complément étant constitué par du nickel et des impuretés inévitables.
Le superalliage peut comprendre, en pourcentages massiques, 5,5 % d’aluminium, 1,75 % de tantale, 2,5 % de titane, 15,0 % de chrome, 1,0 % de molybdène, 0,50 % de tungstène, 0,10 % de hafnium, 0,10 % de silicium, le complément étant constitué par du nickel et des impuretés inévitables.
Le superalliage peut comprendre, en pourcentages massiques, 5,5 % d’aluminium, 1,5 % de tantale, 3,0 % de titane, 15,0 % de chrome, 1,0 % de molybdène, 0,50 % de tungstène, 0,10 % de hafnium, 0,10 % de silicium, le complément étant constitué par du nickel et des impuretés inévitables.
Le présent exposé concerne également une aube monocristalline pour turbomachine comprenant un superalliage tel que défini précédemment.
Cette aube présente donc une résistance au fluage à haute température améliorée. Cette aube présente donc une résistance à l’oxydation et à la corrosion améliorée.
Dans certains modes de réalisation, l’aube peut comprendre un revêtement de protection comportant une sous-couche métallique déposée sur le superalliage et une barrière thermique céramique déposée sur la sous-couche métallique.
Grâce à la composition du superalliage à base de nickel, la formation d’une zone de réaction secondaire dans le superalliage résultant des phénomènes d’inter-diffusion entre le superalliage et la sous-couche est évitée, ou limitée.
Dans certains modes de réalisation, la sous-couche métallique peut être un alliage de type MCrAlY ou un alliage de type aluminiure de nickel.
Dans certains modes de réalisation, la barrière thermique céramique peut être un matériau à base de zircone yttriée ou tout autre revêtement céramique (à base de zircone) à faible conductivité thermique.
Dans certains modes de réalisation, l’aube peut présenter une structure orientée selon une direction cristallographique .
Cette orientation confère généralement les propriétés mécaniques optimales à l’aube.
Le présent exposé concerne aussi une turbomachine comprenant une aube telle que définie précédemment.