INPI-France/Brevets-Francais-2024-Chunked huggingface dataset:
Dans un mode de réalisation particulier où la composition solide comprend une poudre de verre de phosphate ou de silicate, le traitement thermique d’imprégnation est réalisé à une température comprise entre 680 °C et 1100°C, et par exemple pendant une durée comprise entre 1 minute et 2 heures.
Par exemple, le traitement thermique peut être réalisé par un traitement thermique flash, ou par introduction dans un four.
Dans un mode de réalisation, le procédé peut comprendre, après l’étape de traitement thermique d’imprégnation, au moins les étapes suivantes :
- le dépôt par voie sèche sur au moins une partie de la surface externe de la pièce d’une deuxième composition solide d’un verre de protection contre l’oxydation identique ou différente de la composition solide ; puis
- un deuxième traitement thermique d’imprégnation afin de ramollir ou faire fondre la deuxième composition solide déposée par voie sèche, de permettre l’imprégnation de la porosité interne de la pièce par la deuxième composition ainsi ramollie ou fondue, et de former un deuxième verre de protection contre l’oxydation dans la porosité interne de la pièce.
Ces étapes supplémentaires permettent d’améliorer encore la résistance à l’oxydation des pièces obtenues non seulement par rapport à celles obtenues avec les procédés de l’art antérieur mais également par rapport à celles obtenues après le dépôt d’une seule composition solide.
Dans un mode de réalisation, la composition solide est la même pour la première et la deuxième étape de dépôt par voie sèche. Dans un autre mode de réalisation, la première et la deuxième composition solide peuvent être différentes.
Le choix de compositions solides identiques ou différentes permet d’améliorer encore davantage les propriétés de résistance à l’oxydation des pièces obtenues et de les adapter tout particulièrement aux conditions externes rencontrées par la pièce lors de son utilisation finale.
Dans un mode de réalisation, le procédé comprend, après l’étape de deuxième traitement thermique d’imprégnation, au moins les étapes suivantes :
En milieu oxydant, la capacité de telles pièces à conserver de bonnes propriétés mécaniques à des températures élevées est conditionnée par la présence d'une protection efficace contre l'oxydation du carbone. En effet, après son élaboration, le matériau composite présente habituellement une porosité interne résiduelle qui offre au milieu ambiant un accès jusqu'au cœur du matériau.
En outre, dans certaines applications, la protection contre l'oxydation doit conserver son efficacité en présence d'humidité et/ou de catalyseurs d'oxydation du carbone. Il en est ainsi en particulier pour les disques de freins d'avions en composite C/C qui peuvent être exposés à de l'humidité présente sur les pistes et se trouver en contact avec des catalyseurs d'oxydation du carbone apportés par exemple par des acétates ou formiates de potassium présents dans des produits déverglaçants couramment utilisés sur les pistes.
La protection contre l’oxydation de telles pièces est généralement assurée par des revêtements déposés sur les pièces en matériau composite carbone/carbone. Néanmoins, de tels revêtements externes sont sensibles à la dégradation mécanique causée par les frottements, les chocs et les vibrations inévitables pour de telles pièces.
Il est également considéré d’introduire une couche de protection contre l’oxydation dans la porosité interne des pièces en matériau composite pour s’affranchir de tels inconvénients. Par exemple, les documents FR 2 726 554 et EP 3 072 866 décrivent des procédés de protection d’une pièce en matériau composite carbone/carbone contre l’oxydation obtenus grâce à des compositions aqueuses permettant de former après un traitement thermique une protection contre l’oxydation dans la porosité interne de la pièce.
Il est toutefois souhaitable d’améliorer la résistance à l’oxydation de telles pièces afin d’en augmenter la durée de vie.
Les inventeurs ont constaté qu’il est possible d’améliorer l’homogénéité de la couche protectrice formée dans la porosité de la pièce, tout en augmentant les rendements de dépôt et en améliorant encore davantage les propriétés de résistance à l’oxydation de pièces en matériau composite carbone/carbone.
Pour cela, les inventeurs proposent un procédé de protection contre l'oxydation d’une pièce en matériau composite carbone/carbone, le procédé comportant au moins les étapes suivantes : - l’application sur au moins une partie de la surface externe de la pièce d’une composition d’imprégnation comprenant au moins un phosphate métallique;
- le dépôt par voie sèche, après l’application de la composition d’imprégnation, sur au moins une partie de la surface externe de la pièce d’une composition solide d’un verre de protection contre l’oxydation; et - un traitement thermique d’imprégnation afin de ramollir ou faire fondre la composition solide déposée par voie sèche, de permettre l’imprégnation de la porosité interne de la pièce par la composition ainsi ramollie ou fondue, et de former un verre de protection contre l’oxydation dans la porosité interne de la pièce.
Les inventeurs ont constaté qu’un tel procédé de protection permet la formation d’une barrière contre l’oxydation dans la porosité interne de la pièce. Il est avantageux que la protection soit présente dans la porosité interne puisqu’ainsi, elle n’est pas sujette aux chocs ou aux frottements que peut subir la pièce.
De plus, à la différence des procédés de protection considérés dans l’art antérieur, la composition solide d’un verre de protection est déposée par voie sèche.
Il est entendu par « dépôt par voie sèche » que le procédé de l’invention ne nécessite pas d’utiliser un liquide vecteur tiers lors du dépôt de la composition solide et de son infiltration dans la porosité interne, à l’inverse des procédés de l’art antérieur qui utilisent des barbotines.
Le choix de la voie sèche pour le dépôt de la composition solide permet d’obtenir, après un traitement thermique d’imprégnation, un verre de protection contre l’oxydation directement dans la porosité interne de la pièce avec un rendement de dépôt augmenté par rapport aux méthodes de dépôts de l’art antérieur. Egalement, le verre obtenu est plus homogène qu’avec des procédés nécessitant des liquides vecteurs pour la composition solide.
Dans un procédé de dépôt par voie sèche la composition solide peut être pulvérisée sous une forme liquide, solide ou pâteuse, sans liquide vecteur tiers, et elle forme un dépôt solide une fois son dépôt terminé.
Par exemple, le dépôt par voie sèche de la composition solide est réalisé par projection électrostatique, par projection thermique de poudre à haute vitesse ou encore par pulvérisation à froid.
Il est entendu au sens de l’invention que l’imprégnation de la porosité interne de la pièce doit s’entendre comme une imprégnation en profondeur de la porosité interne, c’est-à-dire que le verre de protection contre l’oxydation n’est pas seulement formé en surface de la pièce, mais qu’il s’étend à partir de la surface en profondeur de la pièce dans sa porosité interne.
Par exemple, le traitement thermique d’imprégnation permet la formation d’un verre de protection contre l’oxydation jusqu’à une profondeur supérieure ou égale à 0,5 mm, mesurée à partir de la surface externe de la pièce.
- sur la est représenté le coefficient de dilatation linéaire de l’alliage A2 et d’un alliage, vendu sous le nom commercial de Nispan C, principalement utilisé pour la fabrication de ressorts spiral,
- sur la sont représentées les courbes de traction d’un alliage, vendu sous le nom commercial de Nivaflex, principalement utilisé pour la fabrication de ressorts du barrillet, et de l’alliage A2,
- sur la sont représentés le module d’élasticité et la résistance de rupture en fonction de la température de l’alliage A2,
- sur la est représenté le diamètre d’un fil en alliage A2, obtenu par le procédé E1 selon l’invention, en fonction de la longueur tréfilée,
- sur la sont représentées des mesures magnétométriques réalisées sur l’alliage Nispan C et sur l’alliage A2.
Il est décrit un mode de réalisation d’un ressort d’horlogerie conforme à l’invention. Le ressort d’horlogerie est obtenu à partir d’un fil de 2 à 3 mm de diamètre en alliage de titane β métastable comprenant 40.5 % de Niobium en pourcentage massique.
Le procédé de mise en œuvre du ressort comprend un chauffage du fil à une température de 350°C, suivi d’un trempage du fil dans une solution aqueuse comprenant du graphite en suspension. Le fil est alors séché à une température de 400°C pendant 5 à 30 secondes. Le fil est ensuite tréfilé dans une filière en carbure de tungstène ou diamant chauffée à une température de 400°C. Le fil est introduit sans être chauffé dans la filière. Le fil est passé plusieurs fois dans la filière. La déformation appliquée diminue progressivement d’une passe à l’autre et varie de 25 à 8 % en variation de la section du fil. Lorsque la section du fil est comprise entre 2 et 1 mm, le taux de réduction de la section du fil est de 15% par passe, lorsque la section du fil est comprise entre 1 et 0,5 mm, le taux de réduction de la section du fil est de 10% par passe et lorsque la section du fil est inférieure à 0,5 mm, le taux de réduction de la section du fil est de 8% par passe. Le fil est toujours tréfilé dans le même sens. L’ensemble des étapes précédemment décrites constituent l’étape de tréfilage notée E1 et l’alliage selon le mode de réalisation ayant été soumis à l’étape E1 est noté A1.
Le fil est ensuite laminé à froid, la réduction de la section appliquée est de 10% de manière à obtenir un ruban métallique élastique de section rectangulaire.
Le ruban est ensuite estrapadé sur un mandrin de manière à former une spirale d’Archimède comportant 15 tours.
Le ruban est ensuite immobilisé puis traité thermiquement à une température de 475°C pendant 600 secondes. L’étape de traitement thermique constitue l’étape notée T1. L’alliage A2 correspond à l’alliage A1 ayant subséquemment été soumis à l’étape T1.
En référence à la , il est illustré, au travers des diffractogrammes de A1 et A2, l’effet de l’étape de traitement thermique T1 sur la structure cristalline de l’alliage selon l’invention. Le diffractogramme de A1 ne présente que les pics caractéristiques de la phase β (austénitique). Après l’étape T1, le diffractogramme de A2 présente les pics caractéristiques des phases β et α. La largeur significative de la base des pics indique la présence d’un écrouissage important de l’alliage.
Les inventeurs ont observé une gamme de température optimale, comprise entre 200 et 450°C, pour l’écrouissage de l’alliage A1 pour laquelle il y a, (i) une absence de précipitation généralisée de phases et (i) un écrouissage de l’alliage efficace.
Les inventeurs ont également observé une gamme de fraction volumique de phase alpha de l’alliage A1 optimale. Cette gamme correspond à une fraction volumique de phase alpha compris entre 5 et 30%, il permet, après mise en œuvre des étapes E1 et T1, (i) d’obtenir des propriétés super-élastiques, (ii) d’augmenter la résistance mécanique de l’alliage, (iii) de présenter un faible module élastique et (iv) d’obtenir une sensibilité négligeable du module élastique aux variations de températures.
En référence à la , on observe une image AFM de la microstructure d’un fil en alliage A2 de 285 µm de diamètre. La montre la présence de grains équiaxes recristallisés d’une taille comprise entre 150 et 200 nm. Les inventeurs ont observé que lorsqu’un traitement thermique est réalisé dans les conditions précédemment décrites, c’est-à-dire à des températures modérées et pendant une courte durée, il permet une recristallisation de grains de très faibles diamètres, typiquement des grains inférieurs à 150 nm.
Avantageusement, on prévoit également une jauge 46 (cf. ) additionnelle de mesure de contraintes exercées sur le siège autres que des contraintes de serrage d'un verrou 38. Cela permet d'éviter que les contraintes exercées sur le siège nuisent à la mesure du serrage.
La jauge additionnelle 46 est positionnée dans une zone du siège qui n'est pas soumise aux contraintes induites par le serrage et qui permet de détecter toute contrainte extérieure également détectée par la jauge principale 17. Les contraintes mesurées par la jauge additionnelle 46 peuvent être par exemple le poids ou l’activité d’un passager sur le siège. La jauge de contrainte 46 pourra par exemple être installée sur une crosse de siège 35 ou un autre élément de la structure de siège.
La jauge de contrainte 46 est donc nécessaire dans le cas d'une présence de charge extérieure sur le système au moment de l’inspection de l’opérateur, ou pour une version d’un système fonctionnant en temps-réel.
Un filtrage des données retournées par les jauges 17 et 46 est effectué pour dissocier les contraintes de serrage par rapport à des contraintes induites par une autre charge exercée sur le siège. Le calcul final du couple de serrage est réalisé au niveau de la station de contrôle de la cabine d'avion par l’analyse autonome des données de serrage retournées par les deux jauges 17 et 46, puis est transmis par radiofréquence au lecteur 25 de l'opérateur. Alternativement, le calcul du couple de serrage est effectué directement par le lecteur 25 ou le dispositif électronique associé.
Dispositif de refroidissement d’un ensemble propulseur d’aéronef comprenant au moins un couple de volets d’admission et d’échappement ainsi qu’un actionneur contrôlant lesdits volets La présente demande se rapporte à un dispositif de refroidissement d’un ensemble propulseur d’aéronef comprenant au moins un couple de volets d’admission et de refroidissement ainsi qu’un actionneur contrôlant lesdits volets. La présente demande se rapporte également à un ensemble propulseur d’aéronef comprenant ledit dispositif de refroidissement.
Selon un mode de réalisation visible sur la , un aéronef comprend un fuselage 10, des ailes 12 s’étendant de part et d’autre du fuselage 10 ainsi que des ensembles propulseurs électriques 14 reliés aux ailes 12.
Selon un mode de réalisation visible sur la , chaque ensemble propulseur électrique 14 comprend au moins un système d’alimentation électrique, comme un ensemble de piles à combustible par exemple, un moteur électrique alimenté par le système d’alimentation électrique, une hélice de propulsion 16 entraînée en rotation par le moteur électrique ainsi qu’une nacelle 18 logeant le système d’alimentation électrique et le moteur électrique.
Lors de son fonctionnement, le système d’alimentation électrique dégage de la chaleur qu’il convient d’évacuer. A cet effet, l’ensemble propulseur électrique 14 comprend un dispositif de refroidissement 20 comportant quatre circuits de refroidissement 20.1 à 20.4. Selon un agencement, le dispositif de refroidissement 20 comprend deux circuits de refroidissement latéraux 20.1 et 20.2 disposés de manière symétrique par rapport à un plan médian vertical de l’ensemble propulseur électrique 14 ainsi que deux circuits de refroidissement inférieurs 20.3, 20.4
Selon un mode de réalisation visible sur la , chaque circuit de refroidissement latéral 20.1, 20.2 comprend, selon le sens d’écoulement de l’air, une entrée d’air 22.1, 22.2, un conduit d’admission 24.1, 24.2, un échangeur thermique 26.1, 26.2, un conduit d’échappement 28.1, 28.2, un ventilateur 30.1, 30.2 ainsi qu’une sortie d’air 32.1, 32.2.
Les deux circuits de refroidissement inférieurs 20.3, 20.4 comprennent une entrée d’air commune 22.3, puis chacun un conduit d’admission 24.3, 24.4, un échangeur thermique 26.3, 26.4, un conduit d’échappement 28.3, 28.4, un ventilateur 30.3, 30.4 ainsi qu’une sortie d’air 32.3, 32.4.
Ce dispositif de refroidissement ne fonctionne pas toujours avec la même capacité de refroidissement. Ainsi, les circuits de refroidissement latéraux 20.1, 20.2 fonctionnent par intermittence, notamment lorsque l’aéronef est au sol. Pour limiter les perturbations aérodynamiques, chaque entrée ou sortie d’air 22.1 à 22.3, 32.1 à 32.4 comprend un volet 34 configuré pour occuper une position ouverte dans laquelle il laisse passer l’air ainsi qu’une position fermée dans laquelle il empêche l’air de passer et se positionne dans le prolongement de la paroi de la nacelle 18. Pour chaque volet 34, le dispositif de refroidissement 20 comprend un actionneur 36 configuré pour déplacer le volet 34 de la position ouverte vers la position fermée et inversement ainsi qu’une commande 38 commune à tous les volets 34 configurée pour piloter les actionneurs 36 et contrôler la position ouverte ou fermée de chaque volet 34. Cette commande 38 permet de synchroniser les mouvements des volets 34 positionnés au niveau des entrée et sortie d’air de chaque circuit de refroidissement.
Selon le mode de réalisation illustré sur la , chaque ensemble propulseur électrique 14 comprend sept volets 34 et donc sept actionneurs 36.
Ce nombre d’actionneurs 36 conduit à augmenter la masse embarquée de l’aéronef et à impacter sa consommation énergétique.
La première zone en creux 4101 peut être une tranchée. La première portion 42 de la région réduite de l’enrobage 4 recouvre au moins partiellement la puce électronique 2. En particulier, la partie de la puce électronique 2 recouverte par la première portion 42 comporte certains au moins des points chauds dégageant de la chaleur dans l’espace volumique de chaleur ESPV1 lorsque la puce électronique 2 est en fonctionnement. Dans ce cas, la première portion 42 et la première zone en creux 4101 peuvent se situer dans l’espace volumique de chaleur ESPV1.
La portion du profil 410 de la face supérieure profilée 41 de l’enrobage 4 comporte, en outre ici, une deuxième zone en creux 4102. La deuxième zone en creux 4102 s’étend en direction du substrat support 1 et délimite au moins une deuxième portion 43 de la région réduite de l’enrobage 4. La deuxième zone en creux 4102 peut former une tranchée autour de la première portion 42 par exemple. La deuxième portion 43 est située latéralement par rapport à la première portion 42 de la région réduite de l’enrobage 4. En particulier, au moins une partie de la deuxième portion 43 et de la deuxième zone en creux peuvent se situer dans l’espace volumique de chaleur ESPV1.
La deuxième portion 43 de la région réduite de l’enrobage 4 contribue également à réduire la chaine thermique du boîtier BT dans l’espace volumique de chaleur ESPV1.
La portion du profil 410 de la face supérieure profilée 41 de l’enrobage 4 comporte, en outre ici, une troisième zone en creux 4103. La troisième zone en creux 4103 s’étend en direction du substrat support 1 et délimite au moins une troisième portion 44 de la région réduite de l’enrobage 4. La troisième zone en creux 4103 peut former une tranchée autour de la deuxième portion 43 par exemple. La troisième portion 44 est située latéralement par rapport à la deuxième portion 43 de la région réduite de l’enrobage 4. En particulier, au moins une partie de la troisième zone en creux peut se situer dans l’espace volumique de chaleur ESPV1.
La troisième portion 44 de la région réduite de l’enrobage 4 contribue également à réduire la chaine thermique du boîtier BT dans l’espace volumique de chaleur ESPV1.
Dans le cas où le boîtier contient une puce électronique 2 plus petite dégageant de la chaleur dans l’espace volumique de chaleur ESPV2 moins large, on peut alors s’affranchir de la zone en creux 4103.
L’homme du métier saura définir le profil de l’enrobage en fonction des points chauds de la puce en fonctionnement et de la robustesse souhaitée pour le boîtier.
A titre indicatif, la illustre schématiquement le boîtier de la avec des cotes. Une première cote C correspond à l’épaisseur de l’enrobage 4. Une deuxième cote D et troisième cote E correspondent respectivement à la largeur et à la profondeur de la première zone en creux 4101 de la portion de profil 410. Une quatrième cote F et cinquième cote G correspondent respectivement à la largeur et à la profondeur de la troisième zone en creux 4103 de la portion de profil 410.
L’homme du métier saura définir les dimensions de C, D, E, F et G afin d’obtenir un boîtier BT pouvant dissiper de la chaleur et maintenir une température de jonction maximale qui ne dégrade pas le circuit intégré lorsque la puce électronique 2 est en fonctionnement tout en préservant une robustesse souhaitée pour le boîtier BT.
A titre d’exemple, l’homme du métier peut définir une cote C de 800µm, une cote D de valeur équivalente à 90% de la surface de la puce électronique 2, une cote E de 400µm, une cote F de valeur comprise entre 2 et 3 mm et une cote G de 400µm.
En fonction des réductions locales faites sur la résine et en fonction des points chauds sur la puce électronique, une amélioration de la dissipation thermique de l’ordre de 20% peut être observée, voire plus. Dans le mode de réalisation de la , la couche de colle 6 possède un profil épousant la face supérieure profilée 41 de l’enrobage 4. Le dissipateur thermique 5 comporte alors une face inférieure profilée 50 et une face supérieure plane 51. La face inférieure profilée du dissipateur 5 épouse le profil de la couche de colle 6. En particulier, la face inférieure profilée 50 du dissipateur thermique 5 forme des ailettes adaptées pour s’insérer dans les zones en creux 4101, 4102 et 4103 de la portion de profil 410 de l’enrobage 4.
Les ailettes formées par la face inférieure profilée 50 permettent d’augmenter la surface du dissipateur 5 aux endroits où se situent les portions 42, 43 et 44 de la région réduite de l’enrobage 4 et permettent donc au dissipateur 5 d’évacuer plus de chaleur vers l’extérieur du boîtier BT.
En variante comme illustré sur la , la couche de colle 6 possède une face inférieure profilée 60 et une face supérieure plane 61. La face inférieure profilée 60 de la couche de colle 6 épouse alors la face supérieure profilée 41 de l’enrobage 4. En particulier, la couche de colle 6 remplit les zones en creux 4101, 4102 et 4103 de façon que la face supérieure 61 de la couche de colle 6 reste plane. Dans cette même variante, le dissipateur thermique 5 possède une face inférieure plane 50 et une face supérieure plane 51. La face inférieure plane 50 du dissipateur 5 est fixée sur la face supérieure plane 61 de la couche de colle 6.
On peut donc concevoir un dissipateur thermique 5 de forme géométrique simple, ce qui permet notamment de simplifier la fabrication du boîtier BT.
Comme illustré aux figures précédentes, le boîtier BT utilise la technologie de « soudage de fils » (« wire bonding »).
En variante cependant comme illustré à la , le boîtier peut être du type utilisant la technologie dite de « puce retournée » (« Flip chip »). Dans ce cas, comme il est bien connu, la puce comporte une face inférieure munie de billes de connexion 10 électriquement conductrices. Ces billes de connexions 10 sont fixées sur la face FS du substrat support 1.
Les données N R *, N M1 , N M2 , C M1 , C M2 sont délivrées au système de régulation 5. Les données P M1 * et P M2 * sont respectivement délivrées au moteur thermique 10 de la première chaine de puissance 1 et au moteur électrique 20 de la deuxième chaine de puissance 2. Chacun des moteurs est relié par un arbre 6 à une boite de transmission principale 3, qui va transmettre la puissance du ou des moteurs au rotor. Chacun des arbres est muni d’un dispositif de mesure 7 permettant de mesurer la vitesse et le couple délivré par le moteur auquel il est rattaché.
Dans la est représentée la puissance totale courante délivrée au cours du temps au rotor de l’aéronef de la (courbe 3), en cas d’une panne réelle du moteur de la première chaine de puissance. Les courbes 1 et 2 représentent respectivement la puissance instantanée délivrée au cours du temps par la première et la deuxième chaine de puissance.
Lorsqu’il y a une panne du moteur de la première chaine de puissance (panne symbolisée par un éclair), la puissance délivrée par la première chaine de puissance chute rapidement jusqu’à l’arrêt complet. Pour pallier cette panne, la puissance de la deuxième chaine de puissance est augmentée jusqu’à sa puissance maximale P M2max , que l’on peut noter P M2max_OEI pour faire explicitement mention de la situation de panne réelle (hors mode école).