INPI-France/Brevets-Francais-2024-Chunked huggingface dataset:
Selon une variante représentée à la , bien que la dimension radiale de chaque pale 18 de la rangée annulaire aval 16 est inférieure à la dimension radiale de chacune des pales 18 de la rangée annulaire amont 14, il peut être prévu qu’une, ou plusieurs, pale(s) 18 de la rangée annulaire aval 16 présente un rayon radialement externe supérieur au rayon radialement externe de chacune des pales 18 de la rangée annulaire amont 14. En conséquence de quoi, cette (ces) pale(s) 18 de la rangée annulaire aval 16 présente un rayon radialement interne supérieur au rayon radialement interne de chacune des pales 18 de la rangée annulaire amont 14. Ceci peut être dû au fait que le moyeu 12 présente un rayon radialement externe plus grand au niveau de la rangée annulaire aval 16 qu’au niveau de la rangée annulaire amont 14. En d’autres termes, le moyeu 12 peut avoir une forme s’évasant vers l’aval. En raison de la contraction des lignes de courant du flux d’air circulant autour du moyeu 12 de la turbomachine 10, les tourbillons 19 formés au niveau de l’extrémité radialement externe de chacune des pales 18 de la rangée annulaire amont 14 n’impactent pas les pales 18 de la rangée annulaire aval 16, quand bien même ces dernières présentent un rayon radialement externe supérieur au rayon radialement externe de chacune des pales 18 de la rangée annulaire amont 14.
La représente une autre variante. La représente un ensemble propulsif 24 pour un aéronef. L’ensemble propulsif 24 comporte une turbomachine 10 telle que décrite ci-avant et un pylône de fixation 26 de la turbomachine 10 à l’aéronef. Le pylône de fixation est relié à l’une des pales 18 de la rangée annulaire aval 16 de sorte à former un ensemble aérodynamique unique. A cet effet, le pylône de fixation 26 peut être relié à l’une des pâles 18 de la rangée annulaire aval 16 par continuité de matière. Autrement dit, le pylône de fixation 26 peut être venu de matière avec l’une des pâles 18 de la rangée annulaire aval 16. Alternativement, le pylône de fixation 26 peut être relié à l’une des pâles 18 de la rangée annulaire aval 16 par l’intermédiaire d’un (ou plusieurs) moyen(s) de fixation. Le pylône de fixation 26 présente aussi un profil aérodynamique similaire à un profil aérodynamique des pâles 18 de la rangée annulaire aval 16. Le pylône de fixation 26 présente donc le même effet sur le flux d’air issu de la rangée annulaire amont 14 que les pâles 18 de la rangée annulaire aval 16. Un tel agencement permet de réduire davantage le bruit émis par la turbomachine 10.
Procédé de régulation d’une turbomachine Domaine technique de l’invention La présente invention concerne une turbomachine pour aéronef, en particulier, la régulation d'une turbomachine utilisant une assistance électrique.
Etat de la technique antérieure On connait la turbomachine 100, similaire à celle décrite dans le document FR 3087491, telle que représentée schématiquement sur la , du type turboréacteur à double flux et double corps pour aéronef. La turbomachine 100 comprend, d'amont en aval dans le sens de l'écoulement des gaz F, une soufflante 110, un compresseur basse pression 111, un compresseur haute pression 112, une chambre de combustion 113 qui reçoit une consigne de débit de carburant, une turbine haute pression 114, une turbine basse pression 115 et une tuyère primaire d'échappement 116. Le compresseur basse pression (ou BP) 111 et la turbine basse pression 115 sont reliés par un arbre basse pression 121 et forment ensemble un corps basse pression. Le compresseur haute pression (ou HP) 112 et la turbine haute pression 114 sont reliés par un arbre haute pression 122 et forment ensemble, avec la chambre de combustion, un corps haute pression générant des gaz chauds. La soufflante 110, qui est entraînée par l'arbre BP 121, comprime l'air ingéré. Cet air se divise en aval de la soufflante 110 entre un flux d'air secondaire qui est dirigé directement vers une tuyère secondaire (non représentée) par laquelle il est éjecté pour participer à la poussée fournie par la turbomachine 100, et un flux dit primaire qui pénètre dans le générateur de gaz, constitué par le corps basse pression et le corps haute pression, puis qui est éjecté dans la tuyère primaire 116.
L'arbre BP 121 et l’arbre HP 122 ne tournent en général pas à la même vitesse et ils n'ont pas la même inertie. Par conséquent, notamment dans les phases d’accélération, le compresseur BP 111 (on parle de régime N1) accélère plus lentement que le compresseur HP 112 (on parle de régime N2), à cause en partie de leur inertie différente. On obtient alors une situation où le compresseur BP 111 comprime plus d'air que le compresseur HP 112 ne peut recevoir. Cette situation crée un risque de pompage dans la zone du compresseur BP 111. Ce phénomène correspond à des fluctuations importantes et rapides de la pression en aval du compresseur concerné. Un pompage une fois amorcé peut conduire à une extinction de la chambre de combustion. Il génère en outre des à-coups importants sur les aubages du compresseur et peut ainsi conduire à des dégradations mécaniques.
La conception de la turbomachine 100 nécessite de prendre en compte une marge suffisante contre le phénomène de pompage. Le fonctionnement d'un compresseur en utilisation est généralement représenté par un diagramme qui exprime le rapport de pression obtenu entre la sortie et l'entrée, en fonction du débit d'air qui le traverse ; ce diagramme est en outre paramétré en fonction de la vitesse de rotation du compresseur. Dans ce diagramme figure une ligne de pompage qui constitue la limite maximale en taux de compression à ne pas dépasser, pour ne pas risquer l'apparition d'un phénomène de pompage. De manière connue, on définit une ligne, dite de fonctionnement, associant les taux de compression obtenus en fonction du débit carburant, lorsque la turbomachine 100 est en fonctionnement stabilisé. Le positionnement de cette ligne de fonctionnement est laissé à l'appréciation du concepteur de la turbomachine 100 et la distance de cette ligne de fonctionnement à la ligne de pompage représente la marge au pompage. Il convient de remarquer que le rendement du compresseur haute pression (travail de compression fourni à l'air, rapporté au travail fourni pour l'entraîner en rotation) est, en première approximation, meilleur au fur et à mesure que l'on se rapproche de la ligne de pompage. A contrario, les accélérations demandées par le pilote à partir d'un fonctionnement stabilisé (phase transitoire) pour obtenir une augmentation de la poussée, se traduisent au niveau du compresseur par une excursion du point de fonctionnement qui s'effectue en direction de la ligne de pompage.
Les solutions actuelles de pilotage de turbomachine impliquent plusieurs logiques de régulation du débit carburant. Pendant les phases stabilisées, le débit carburant à fournir à la turbomachine est calculé en fonction de l’écart en régime N1 de l’arbre BP 121 entre une consigne de commande et le régime courant. Pendant les phases transitoires, une boucle de régulation en N2 de l’arbre HP 122 est activée afin de maitriser l’accélération et l’excursion du point de fonctionnement dans le champ du compresseur HP 112. La boucle de régulation génère une trajectoire d’accélération basée sur un profil de dérivée temporelle du régime N2 de l’arbre HP 122 en fonction du régime courant, ce qui permet d’accélérer en sécurité la turbomachine. Cependant, dans des conditions environnementales sévères que traversent la turbomachine 100 telles qu’une région chaude, une haute altitude ou des conditions fortes de prélèvement mécanique, une butée d’opérabilité peut être atteinte, laquelle permet de garder une marge de sécurité par rapport à la ligne de pompage. Ceci entraine une limitation du débit carburant qui peut être injecté lors des accélérations et donc entraine des performances d’accélération dégradées. Ceci risque d’empêcher la réalisation de la trajectoire du régime N2 de l’arbre HP 122 initialement prévue. Pour éviter cette situation, une solution consiste à utiliser de l’hybridation de l’arbre HP 122 en apportant du couple produit par un moteur électrique pour retrouver les performances d’accélération en régime N2 de l’arbre HP 122 tout en limitant le débit carburant. Cependant, l’apport du couple mécanique par le biais du moteur électrique entraine un déficit de puissance des gaz chauds générées par la turbine HP et la chambre de combustion et qui sont injectés en entrée de la turbine BP. Ceci résulte en un retard d’accélération du régime N1 de l’arbre BP 121 dans les cas où l’assistance électrique de l’arbre HP 122 est utilisée en comparaison à une accélération nominale réalisée uniquement à l’aide du carburant.
Il existe donc un besoin de fournir des moyens de régulation pour rattraper ou limiter le retard d’accélération de l’arbre BP 121 lors de l’apport du couple mécanique par le biais du moteur électrique.
A cet effet, le présent document propose un procédé de régulation d’une turbomachine comprenant une turbine haute pression reliée à un arbre haute pression et une turbine basse pression reliée à un arbre basse pression, des gaz chauds en sortie de la turbine haute pression entrainant la turbine basse pression, le procédé comprenant :
a- assister électriquement l’arbre haute pression par le biais d’une machine électrique, pour fournir audit arbre haute pression, une énergie mécanique issue de l’énergie électrique fournie à la machine électrique en supplément d’une énergie thermique issue d’une chambre de combustion de la turbomachine, pendant une durée d’assistance, et
b- corriger le régime de l’arbre basse pression pour atteindre un régime de référence de l’arbre basse pression préalablement déterminé en l’absence d’assistance électrique.
Le procédé permet de limiter la perte en accélération de l’arbre basse pression lors des phases d’assistance électrique de l’arbre haute pression. Ainsi, le procédé permet de compenser la perte d’accélération subie lors de la phase d’assistance électrique pour qu’à la fin le temps d’accélération de l’arbre BP soit le même que pour une accélération non hybridée ou sans assistance électrique.
La puissance de gaz chauds de référence est obtenue en fonction du régime N2r de l’arbre HP 122 lorsque le couple d’assistance mécanique généré par le biais de la machine électrique fourni est nul.
La puissance de gaz chauds effective est obtenue en fonction du régime N2r de l’arbre HP 122 et du couple d’assistance mécanique généré par le biais de la machine électrique fourni .
L’étape 204 comprend le calcul de la différence entre la puissance de gaz chauds effective et la puissance de gaz chauds de référence .
L’étape 204 comprend ensuite le calcul du déficit d’énergie par le bloc 24 en fonction des différences de puissance obtenues pendant la durée d’assistance t assist . Le bloc 24 consiste à intégrer les différences de puissance sur la durée d’assistance t assist .
Le procédé comprend ensuite une étape 206 de détermination d’un couple mécanique à prélever par le biais de la machine électrique au niveau de l’arbre HP 122 permettant de rattraper le retard du régime N1r en présence d’assistance électrique par rapport au régime N1r de référence.
L’étape 206 comprend d’abord la détermination d’une puissance supplémentaire moyenne à fournir, pour atteindre le régime N1r de référence à un instant t obj prédéterminé en fonction du déficit d’énergie .
La détermination d’une puissance supplémentaire moyenne est réalisé à l’issue de l’étape 204.
La puissance supplémentaire moyenne est calculée par la formule suivante :
Une puissance correspondant à une puissance instantanée à fournir entre t assist et t obj est ensuite déterminée pour produire au final la puissance supplémentaire moyenne au niveau de l’arbre BP 121 à t obj . La puissance peut être fournie simplement comme un échelon, ou alors de manière plus complexe par exemple suivant une rampe, un polynôme, etc..
Le couple mécanique à prélever par le biais de la machine électrique est déterminé en fonction de la puissance selon une loi préétablie telle que celle représentée par la courbe C1 de la figure 2b.
A l’étape 208, un couple mécanique à prélever par le biais de la machine électrique calculé est prélevé de l’arbre HP 122 à l’issue de la durée d’assistance t assist . Ce couple mécanique est un couple de freinage de l’arbre haute pression 122. La turbomachine 100 est ensuite régulée pour ajuster le débit carburant fourni à la turbomachine 100 pour respecter le régime de l’arbre HP 122, en particulier pour suivre la trajectoire d’accélération dN2/dt de l’arbre HP 122.
L’étape 208 permet ainsi de modifier le régime N1r de l’arbre BP 121 et donc de suivre la courbe C de régime N1r corrigé. La courbe C du régime N1r s’approche de la courbe A du régime N1r de référence après la fin de la durée d’assistance.
Le procédé 200 permet donc de rattraper le régime N1r de référence de la courbe A plus rapidement en comparaison au régime N1r dû à l’assistance électrique de la courbe B sans la correction du procédé 200.
Le régime N1r ou N2r peut être déterminée par la vitesse de rotation ou l’accélération de l’arbre BP 121 ou HP 122 correspondant.
En référence aux figures 6 à 8, un second exemple de procédé 300 de régulation de la turbomachine 100 est configuré pour rattraper la diminution du régime N1r en présence d’assistance électrique.
Le procédé 300 comprend une étape C-300 de protection de la turbomachine 100 contre le phénomène de pompage. Cette étape C-300 détermine si une consigne de débit carburant Wfreq risque de conduire au phénomène de pompage. La consigne de débit carburant Wfreq est déterminée pour atteindre une consigne N2cmd du régime de l’arbre HP 122.
Échantillon 3 : l’échantillon 3 est un mélange de la Charge (AR) avec la même solution de CPC (2-éthylhexanoate de molybdène dilué avec le VGO) comme dans les échantillons 1 et 2, et avec un additif organique qui est l’octanoate d’éthyle (EO).
Le numéro CAS de l’EO est 106-32-1.
La Charge est d’abord mélangée avec l’additif organique EO, pendant une période de temps de 30 minutes, et une température de 70°C, pour former une première charge conditionnée.
Ensuite, la première charge conditionnée est mélangée avec la solution de CPC, obtenue comme détaillé pour l’échantillon 1, à une température de 70°C et pendant une période de temps de 30 minutes, pour former une deuxième charge conditionnée qui est l’échantillon 3.
La concentration d’additif organique EO est de 7 340 ppm en poids (voir tableau 2 ci-dessous).
Échantillon 1 : Charge + CPC dans VGO Échantillon 2 : [Charge + 2EHA] + CPC dans VGO Échantillon 3 : [Charge + EO] + CPC dans VGO Mo (ppm en poids) 315 315 315 Additif organique de type acide 2EHA (ppm en poids) - 5 827 - Additif organique de type ester EO (ppm en poids) - - 7 340
Les conditions d’essai au HLPS sont données dans le tableau 3 ci-dessous.
Mode d’essai Passage unique Température de la Charge (°C) 90 Débit (mL/min) 1 Température d’huile entrante (°C) 100 Température de tube (°C) 450 Matériau de tube Acier 1018 Pression Manométrique (MPa) 3,4
Les résultats montrent que l’échantillon 1 possède une forte tendance à l’encrassement puisque son Delta T baisse rapidement. Les échantillons 2 et 3 qui contiennent un additif organique, e.g. le 2EHA ou l’EO, selon l’invention ont un Delta T plus bas que l’échantillon 1, montrant que le comportement d’encrassement est significativement réduit sous l’action dudit additif organique.
HYDROCONVERSION EN LIT HYBRIDE BOUILLONNANT-ENTRAÎNÉ D’UNE CHARGE HYDROCARBONEE LOURDE COMPRENANT LE MÉLANGE DE LADITE CHARGE AVEC UN PRÉCURSEUR DE CATALYSEUR CONTENANT UN ADDITIF ORGANIQUE La présente invention concerne un procédé pour la conversion de charges hydrocarbonées lourdes en la présence d’hydrogène, d’un système de catalyseur comprenant un catalyseur supporté poreux et un catalyseur colloïdal ou moléculaire, et d’un additif organique.
En particulier, la présente invention implique un procédé pour l’hydroconversion de charges hydrocarbonées lourdes contenant une fraction d’au moins 50 % en poids possédant un point d’ébullition d’au moins 300°C, et notamment de charges hydrocarbonées lourdes comportant une quantité significative d’asphaltènes et/ou de fractions à point d’ébullition supérieur à 500°C, telles que des pétroles bruts ou des fractions d’hydrocarbure lourd résultant de la distillation atmosphérique et/ou sous vide d’un pétrole brut, pour donner des matières de plus haute qualité, à point d’ébullition plus bas.
Etat de la technique antérieure Un aéronef comprend généralement un groupe motopropulseur formé par une pluralité de turboréacteurs fournissant la poussée nécessaire à son mouvement.
Chaque turboréacteur est logé dans une nacelle qui comprend également un ensemble d’actionneurs d’éléments assurant diverses fonctions lorsque le turboréacteur est en fonctionnement ou à l’arrêt.
Certaines nacelles comprennent par exemple un système mécanique d’inversion de poussée terminé par une tuyère d’éjection dont la sortie est située à l’arrière de la nacelle.
L’inverseur de poussée a pour rôle, lors de l’atterrissage d’un aéronef, de réduire la distance de freinage de celui-ci en redirigeant vers l’avant au moins une partie de la poussée engendrée par le turboréacteur.
Le flux d’air ainsi redirigé génère une contre-poussée contribuant au freinage de l’aéronef.
A cet effet, l’inverseur de poussée obstrue la tuyère d’éjection au moyen d’un obstacle solide afin de rediriger le flux d’air secondaire vers l’avant.
Les aéronefs modernes sont généralement dotés d’inverseurs de poussée à grilles comportant une pluralité de volets de blocage montés de manière articulée sur un capot mobile de manière à découvrir et ou à dissimuler des grilles d’aubes.
Les grilles d’aubes sont aptes à réorienter radialement le flux d’air secondaire lorsque l’aéronef est en train de freiner.
Le capot mobile est déplaçable longitudinalement en translation entre une position fermée, communément appelée « jet direct » dans laquelle les grilles sont dissimulées à l’intérieur capot, et une position ouverte ou « jet inverse » dans laquelle les grilles assurent leur fonction de déviation.
Plus particulièrement, l’inverseur de poussée à grilles comprend une pluralité de bielles dont la fonction est de relier les volets de blocage à une structure interne de la nacelle communément appelée IFS (pour « Inner Fixed Structure » en anglais).
Autrement dit, lorsque l’inverseur de poussée fonctionne en jet direct, les volets de blocage sont maintenus par les bielles de sorte à autoriser la circulation du flux d’air secondaire, tandis que lorsqu’il fonctionne en jet inversé, les volets sont actionnés et positionnés par les bielles de manière à dévier le flux d’air secondaire.
Toutefois, il a été observé que le flux d’air a tendance à voir son orientation varier.
A titre d’exemple, la configuration des écopes perturbe l’orientation du flux d’air lorsqu’il s’agit de l’utiliser pour ventiler le compartiment de la soufflante.
Ces perturbations sont susceptibles de solliciter la bielle de manière à la faire fléchir, vriller ou osciller et pouvant ainsi l’endommager, augmenter la trainée et diminuer le rendement de la turbomachine.
Il est donc proposé de renforcer la résistance de la bielle pour faire face aux différentes contraintes mécaniques en augmentant son épaisseur.
Néanmoins, un tel dimensionnement n’est pas sans conséquence sur la masse et la trainée qui augmentent alors significativement.
De plus, l’épaisseur de la bielle est choisie de manière empirique car il demeure complexe de déterminer avec précision la nature des flux d’air auxquels la bielle est exposée ainsi que le niveau des vibrations qu’ils génèrent.
La bielle reste alors soumise à la même problématique avec des inconvénients supplémentaires.
L’enjeu est donc de dimensionner une bielle pour volet d’inversion de poussée à grilles de manière à supporter les différentes sollicitations mécaniques tout en minimisant l’incidence sur sa masse ainsi que sur la trainée.
Au vu de ce qui précède, l’invention a pour objet une bielle pour nacelle de turbomachine d’aéronef, comprenant une zone configurée pour déplacer le centre des efforts aérodynamiques aptes à s’exercer sur la bielle, dans le sens d’un flux d’air destiné à être généré lors d’une poussée générée par la turbomachine.
Une telle zone permet de désaligner le centre des efforts aérodynamiques de l’axe de rotation de la bielle, réduisant ainsi de manière significative les risques de détérioration de la bielle.
Avantageusement, la bielle comprend des moyens d’amortissement aptes à réduire les oscillations de la bielle lorsque la poussée est générée par la turbomachine.
De préférence, les moyens d’amortissement comportent un ressort à languettes en forme de U apte à entourer la rotule du pied de la bielle à l’intérieur de sa ferrure.
Avantageusement, la bielle comprend un bord d’attaque faisant face à la poussée, ladite zone étant sous forme d’un empennage solidaire d’une surface de la bielle, l’empennage s’étendant dans une direction opposée audit bord d’attaque.
On entend par « bord d’attaque » la surface avant en jet direct d’un profil aérodynamique, ici la bielle, qui fait face à un flux d’air. Le flux d’air est donc séparé en deux au contact de ladite surface avant.
C’est alors l’empennage qui stabilise la bielle lorsqu’elle est traversée par ledit flux d’air qui est susceptible de générer un niveau vibratoire important.
Un tel empennage est en outre apte à orienter la bielle suivant les lignes de courant du flux d’air afin de réduire la trainée.
A cet effet, il est avantageux de positionner l’empennage pour qu’il soit en contact ou à proximité du flux d’air où l’écoulement peut être sensiblement laminaire.
En variante, la zone présente une section longitudinale courbée.
En courbant la bielle sur une longueur prédéterminée, celle-ci présente les mêmes avantages qu’un empennage.
Le centre des efforts aérodynamiques s’exerce alors sur la zone courbée de la bielle.
De préférence, la bielle comprend un bord d’attaque au moins partiellement sous forme de tirant, ladite zone étant solidaire d’une surface de la bielle qui est opposée audit bord d’attaque.
Un tel au moins un second emplacement 625b est en particulier utile pour recevoir un fil métallique latéral 223 lorsqu’un jeu en angulation du panneau grillagé 2 associé est envisagé / recherché autour d’un axe de rotation passant par le fil métallique latéral 223 et orienté parallèlement à l’axe longitudinal 5’ du poteau 5.
Poteaux avec au moins une chambre longitudinale Le poteau 5 comporte avantageusement au moins une chambre longitudinale 55 définie par une paroi périphérique 56, présentant par exemple une section ovale ou oblongue.
Le poteau 5 comporte ici deux chambres longitudinales 55 qui sont définies chacune par une paroi périphérique 56. Chaque paroi périphérique 56 forme ici l’une des parois latérales 511, 512 des deux feuillures longitudinales 51.
En d’autres termes, les parois périphériques 56 définissent ici les parois latérales 511, 512 des deux feuillures longitudinales 51.
Ces deux parois périphériques 56 sont avantageusement reliées par une paroi transversale 57, centrale, dont les faces opposées forment les parois de fond 513 des deux feuillures longitudinales 51 opposées.
La paroi transversale 57 est avantageusement ménagée au niveau du petit axe des parois périphériques 56 à section ovale ou oblongue.
De manière générale, le système de poteaux 1 selon l’invention comprend au moins deux poteaux 5 dont les chambres longitudinales 55 respectives comportent des parois périphériques 56 présentant des épaisseurs différentes, adaptées à la longueur des poteaux 5.
En d’autres termes, lorsque la longueur d’un premier poteau 5 est supérieure à la longueur d’un second poteau 5, l’épaisseur de la paroi périphérique 56 dudit premier poteau 5 (plus long) est supérieure par rapport à l’épaisseur de la paroi périphérique 56 dudit second poteau 5 (plus court).
Cette caractéristique technique permet d’ajuster la résistance mécanique d’un poteau, sans en modifier les dimensions extérieures.