INPI-France/Brevets-Francais-2024-Chunked huggingface dataset:
A titre de comparaison, la circulation des flux d’air F1, F2 et F3 est illustrée sur la , qui représente un distributeur 3 conforme à un mode de réalisation de l’invention. Les gaz chauds F3 provenant de la veine d’écoulement sont mélangés dans la cavité amont 17 avec le fluide de refroidissement F1 remontant le long du déflecteur 19 et avec le débit de fuite F2 chaud des jantes 9 des disques 8. La température totale de la cavité amont 17 est donc nettement plus faible que sur la . Les différences de température entre la cavité amont 17 et la cavité aval 18 ainsi qu’entre le flasque amont 16a et le flasque aval 16b de l’anneau 12 sont en outre plus faibles, les gaz F1a circulant entre les flasques 16a, 16b et la bride 6 ayant également une température plus faible grâce à son mélange avec le fluide F1 provenant des alvéoles 11. Enfin, une partie F1b du fluide froid est renvoyé vers le joint d’étanchéité via les orifices 20 afin d’assurer le refroidissement du joint.
La cavité amont 17 étant constamment alimentée par un fort débit de refroidissement, l’anneau 12 subit de moins grandes variations de température pendant la durée de vie de la turbomachine 1 grâce au brassage des gaz F1, F2, F3 dans la cavité amont 17. L’anneau 12 est donc moins sujet à des dilatations thermiques.
La température des cavités amont 17 et aval 18 étant plus homogène, les dilatations thermiques différentielles entre les deux flasques 16a, 16b sont réduites (voire éliminées). Les risques de blocage de l’anneau 12 (et en particulier de ses déplacements radiaux par rapport à la bride 6) sont donc supprimés.
Le déflecteur 19 est de préférence en métal et peut être réalisé dans le même matériau que la bride 6 ou que l’anneau 12. Par exemple, le déflecteur 19 peut comprendre un alliage d’aluminium, de l’acier, etc.
En d’autres termes on définit 11 un modèle flux-courant de ladite machine en fonction desdits courants mesurés et de variables d’état comprenant des paramètres d’incertitudes magnétiques eux-mêmes fonction des inductances statoriques, rotoriques et des inductances mutuelles entre le stator et le rotor
Pour estimer ces incertitudes, on met en œuvre un observateur d’état permettant d’estimer 12 les variables g d , g q et g f .
En d’autres termes, ces variables g d , g q et g f sont considérées dans l’observateur comme des états à estimer.
Dans ce cas les dynamiques de g d , g q et g f ne sont pas considérées, c’est pour cela qu’on parle ici de l’estimation des incertitudes magnétiques statiques.
L’observateur est alors donné par le système suivant :
(4) avec
Avec R s et R f les résistances respectivement statoriques et rotoriques ;
Et K et ω e respectivement le gain de l’observateur et la vitesse angulaire du rotor, v d ,v q ,v f les tensions statoriques sur les axes d et q, et rotorique.
Dans l’équation (4), les dérivés des variables g d , g q et g f sont nulles car nous avons supposé que les incertitudes soient constantes ou varient très lentement, ce qui n’est pas le cas en réalité.
Ensuite, après avoir observé les termes g d , g q et g f on calcule 13, avec l’équation (3), les flux statoriques.
Puis en fonction des flux statoriques calculés 13, on calcule 14 le couple en fonction de l’équation (1).
Dans un deuxième mode de réalisation de l’invention, on détermine les incertitudes magnétiques dynamiques.
Les incertitudes des paramètres magnétiques estimés précédemment sont supposées statiques.
En condition réelle, les inductances de la machine peuvent changer rapidement à cause de plusieurs raisons comme l’accélération et la saturation magnétique.
Dans ce cas, les termes g d , g q et g f , ne peuvent pas être considérés comme constants. Pour prendre en compte la dynamique de g d , g q et g f pendant le processus d'observation (transitoire et régime permanent), nous les supposons variables et leurs dérivées constantes ou lentement variables.
Par conséquent, leurs dérivées secondes sont égales à zéro.
Lorsque les au moins trois axes comportent une surface périphérique respective réalisée en matériau polymère, le au moins un pignon satellite peut être réalisé en matériau polymère ou en matériau métallique. Lorsqu’il est réalisé en matériau métallique, le au moins un pignon satellite peut être obtenu par frittage de poudre métallique pouvant être en acier ou laiton ou bronze, avec l’avantage d’avoir un coefficient de dilatation thermique limité et de pouvoir réaliser cette pièce de manière économique et précise.
Lorsque les pignons satellites sont réalisés en matériau polymère ou thermoplastique, tel qu’en matériau PEEK ou PAI, les surfaces périphériques des axes peuvent être réalisées en matériau polymère ou les axes peuvent être métalliques, comme en aluminium.
Les axes peuvent être épaulés et présenter respectivement une surface périphérique de diamètre intermédiaire supérieur aux diamètres des extrémités cylindriques. Les axes épaulés permettent d’abaisser la pression de contact par réduction de l’écart relatif de diamètres entre l’axe et le trou cylindrique au niveau de la surface périphérique des axes, ce qui permet de conserver des axes aux extrémités cylindriques fines de part et d’autre de la surface périphérique. L’encombrement du réducteur peut donc être limité tout en maximisant le diamètre des axes. Avec un diamètre intermédiaire plus gros présentant une surface périphérique en matériau polymère ou thermoplastique, on abaisse la pression de contact, d’une part en augmentant le rayon de courbure au contact et d’autre part en abaissant le module d’élasticité du matériau, ces deux facteurs conjugués amenant à une solution intéressante en termes d’usure et de bruit généré.
Le diamètre de la surface périphérique des axes (c’est à dire de la chemise en matériau polymère dans le cas d’axes bi-matière) est par exemple supérieur ou égal à 1,4 x le diamètre des extrémités cylindriques de l’axe (c’est à dire de l’aiguille métallique dans le cas d’axes bi-matière laissant apparaitre les extrémités cylindriques de l’aiguille métallique).
Dans le cas d’axes bi-matière épaulés où l’aiguille métallique forme les extrémités cylindriques de diamètre D3 inférieur et la chemise en matériau polymère forme la surface périphérique de diamètre D1, le rapport D1>1,4*D3 permet de définir une épaisseur minimale de chemise permettant une hauteur d’amortissement suffisante pour une réduction du bruit.
Le motoréducteur peut comporter une paire de roulements d’axe par axe, un roulement d’axe étant monté à chaque extrémité cylindrique des axes. Les roulements d’axe permettent de s’assurer que les axes roulent sans glisser dans les trous du pignon satellite.
Dans le cas d’axes épaulés, les roulements d’axe peuvent alors présenter de petites dimensions et ainsi bien s’intégrer dans les deux flasques du porte-satellite. Le diamètre extérieur des flasques peut alors être plus petit que le diamètre inscrit de la couronne dentée du réducteur, afin de permettre le montage du porte-satellite au travers de la couronne dentée dont le diamètre extérieur est limité pour que le réducteur reste très compact.
Les roulements d’axe peuvent être montés serrés à chaque extrémité cylindrique des axes et, le cas échéant, en butée axiale sur la chemise en matériau polymère, de part et d’autre de la chemise lorsque la chemise en matériau polymère laisse apparaitre les extrémités cylindriques de l’aiguille métallique. Ce montage permet d’assurer une très bonne tenue axiale de la chemise et permet d’éviter toute usure de contact entre l’axe et les bagues intérieures des roulements d’axe.
Dans le cas d’axes entièrement réalisés en matériau polymère, ceux-ci peuvent être épaulés pour abaisser la pression de contact par réduction de l’écart relatif de diamètres entre l’axe et le trou cylindrique au niveau de la surface périphérique des axes. Le diamètre de la surface périphérique des axes est par exemple supérieur ou égal à 1,4 le diamètre des extrémités cylindriques de l’axe.
De plus, dans le cas où le réducteur comporte deux ou trois pignons satellites, les actions mécaniques des pignons satellites sur les axes réalisant le transfert de couple au porte satellite induisent de fortes contraintes de flexion sur les axes (moment de flexion pour deux pignons) et ces contraintes peuvent être mieux supportées par des axes épaulés du fait de l’augmentation de diamètre dans la zone centrale.
Le réducteur comporte par exemple six axes.
L’invention a aussi pour objet un motoréducteur d’un dispositif d’assistance électrique, notamment pour cycle, indépendant de celui décrit précédemment et dont la protection peut être demandée de façon séparée sans liaison avec le motoréducteur décrit ci-dessus.
Ce motoréducteur comprend un réducteur et un moteur électrique configurés pour pouvoir être montés coaxialement sur un axe central, le moteur électrique comportant un rotor solidaire en rotation d’un arbre formant l’entrée du réducteur, le réducteur comprenant : - une couronne dentée, - un porte-satellite comportant au moins un flasque, - au moins un pignon satellite monté d’une part, sur une came excentrique via un roulement, la came excentrique étant solidaire de l’arbre, le pignon satellite étant d’autre part, traversé par au moins trois cylindres creux du porte-satellite montés pivotants autour d’un tronçon cylindrique respectif du porte-satellite solidaire du au moins un flasque, le au moins un pignon satellite s’engrenant sur la couronne dentée, chaque cylindre creux étant coaxial à l’axe d’un tronçon cylindrique, chaque cylindre creux étant en matériau polymère, la surface périphérique respective des cylindres creux étant configurée pour entrer en contact avec un trou du pignon satellite.
Ceci permet à l’observation de suivre des variations rapides des paramètres magnétiques de la machine, ce qui est une situation qui se produit souvent notamment durant les phases d’accélération et à cause de la saturation magnétique.
On estime le couple électromagnétique de la machine par l’équation suivante :
où i et λ représentent respectivement le courant statorique et le flux total en vue de stator, dans le repère de Park (d, q); et p est le nombre de paires de pôles.
Pour surmonter les problèmes d’estimation du flux par le modèle de courant de l’art antérieur, nous proposons d'améliorer ce modèle par la considération des incertitudes magnétiques dans les régimes statique et transitoire.
Ce modèle est utilisé pour concevoir un observateur qui permet d’estimer toutes les incertitudes statiques et dynamiques dans les paramètres magnétiques de la machine telles que les inductances statorique, rotorique et l’inductance mutuelle.
Dans un premier mode de réalisation le procédé 1 met en œuvre une étape 10 de mesure des courants statoriques dans le repère de Park, i q , i d , et du courant rotorique i f .
Les flux statoriques et du rotorique d'un MSRB sont exprimés en fonctions des courants comme suit :
Dans lesquelles :
- L d , L q sont inductances statoriques dans le repère tournant de Park ;
- L f est l’inductance rotorique ; et
- M f est l’inductance mutuelle
– i d et i q les courants statoriques et i f le courant rotorique.
Ainsi, le flux de la machine peut être estimé par le système d’équations (2) en fonction des courants mesurés.
On remarque que tout changement sur les inductances du système d’équations (2) pendant le fonctionnement du moteur, génère un écart d’estimation pour le flux estimé et par conséquent le couple estimé par rapport aux flux et couple réels.
Pour résoudre ce problème, on définit un modèle flux-courant 11 dans lequel on rajoute ces incertitudes dans le modèle de la machine comme trois termes appelés g d , g q et g f comme suit :
Les caloducs à rainures fonctionnent sur le principe du pompage capillaire. Ils comportent un tube, dans lequel la surface intérieure comporte des rainures axiales/longitudinales [1] ou légèrement en forme de spirale. Les caloducs à rainures comportent un cœur vapeur et un réseau capillaire dans lequel circule la phase liquide. Du fait d'une variation de courbure de l'interface liquide-vapeur- entre la zone condenseur et la zone évaporateur, un gradient de pression apparaît dans le liquide, qui mène à une variation de pression capillaire. Plus la largeur des rainures est petite, plus l'effet de pompage capillaire est important.
Les caloducs à rainures réentrantes sont des exemples particuliers de caloducs à rainures, dans lesquels les rainures présentent un canal de liaison étroit par rapport au reste de la rainure, ce qui permet d'augmenter l'effet de pompage capillaire tout en limitant les pertes de charge. Ces caloducs sont utilisés principalement dans le domaine spatial, par exemple pour la régulation thermique dans les satellites et/ou les engins spatiaux.
Sur la plage de températures de fonctionnement d’un caloduc, différentes limites physiques peuvent limiter ses performances. La courbe de fonctionnement du caloduc, qui permet de connaitre sa capacité de transport maximum, est obtenue par la réunion des courbes correspondant aux différentes limites physiques de fonctionnement qui définissent au final le domaine de fonctionnement du caloduc en termes de puissance maximale qu’il peut transférer.
La illustre la courbe délimitant le domaine de fonctionnement pour un exemple de caloduc à pompage capillaire. Sur cette , on rappelle que les portions de courbe Q visqueuse , Q sonique , Q entraînement , Q capillaire , Q ébullition , définissent respectivement les limites visqueuse, sonique, d’entraînement, capillaire et d’ébullition.
Dans le cadre de l’invention, les inventeurs se sont intéressés plus spécifiquement aux deux dernières nommées.
Dans un caloduc à pompage capillaire, la pression motrice capillaire doit compenser les pertes de charge statiques liées aux forces de volume et dynamiques générées par l’écoulement du fluide de travail du caloduc (frottements entre les écoulements et les parois). Cette pression motrice capillaire, qui correspond à la différence de pression capillaire entre l’évaporateur et le condenseur, est fonction de la structure du caloduc, et les pertes de charge dynamiques sont croissantes avec le débit massique du fluide de travail (et avec la longueur du caloduc) : la limite capillaire est atteinte lorsque la pression motrice capillaire est égale à la somme des pertes de charges. Autrement dit, un caloduc ne fonctionne que si la pression motrice capillaire est supérieure, en conditions de microgravité, aux pertes de charge, et donc en dessous de la limite capillaire.
Cette limite s’exprime généralement en W.m : elle est inversement proportionnelle à la longueur efficace du caloduc, c’est-à-dire que pour un même design (même section transversale sur toute la longueur), la limite capillaire, exprimée en W, d’un caloduc de 2 mètres est la moitié de celle d’un caloduc de 1 mètre.
Pour le démoulage, la dépouille peut être très faible car le retrait de la matière polymère contracte les diamètres, permettant un démoulage axial. Il est également possible de compenser cette dépouille par des trous 31 légèrement coniques dans les pignons satellites 12, 13.
Les portées de roulement des extrémités cylindriques et la surface périphérique 30 sont parfaitement coaxiales puisque moulées simultanément. On comprend que toute la précision est donnée par la qualité du moule qui peut être très précis et qu’il est possible d’éviter des reprises onéreuses de l’axe 16 pouvant en outre générer des défauts de coaxialité.
Il est également possible d’utiliser un moule ayant un plan de joint axial, c’est-à-dire passant par l’axe, avec un risque de bavure au plan de joint dans une zone fonctionnelle qu’il faut alors supprimer.
Pour un mode de réalisation encore plus économique, il est possible d’utiliser des barres bobinées pour la réalisation de l’aiguille métallique 32, également appelées « fil en torche », pouvant être moletées, striées ou tréfilées. La barre bobinée est redressée avant d’être introduite dans un moule où elle est centrée en étant maintenue à ses deux extrémités par un outillage du moule. L’injection est ensuite réalisée autour de la barre puis la barre est sectionnée ou sciée du côté de l’extrémité encore liée à la bobine. La réalisation de l’aiguille métallique 32 par ce moyen présente l’avantage de ne pas nécessiter de recharger l’aiguille métallique 32 avant le surmoulage. Ce procédé de fabrication est semi-continu. Il suffit d’avancer la barre d’un cran dans le moule, le cran correspondant à un peu plus de la longueur de l’aiguille métallique 32. L’aiguille métallique 32 n’a donc pas besoin de comporter de points de centre.
L’épaisseur radiale e r de chemise est par exemple supérieure à 0,5mm, comme par exemple supérieure à 1mm ( ). Elle peut être inférieure à 6mm, comme par exemple inférieure à 3mm. Une épaisseur de chemise plus faible que 0,5mm pourrait se déchirer, aurait beaucoup moins de faculté à réduire les vibrations et gérer l’hyperstatisme et ne résisterait pas aux contraintes alternées qu’elle subit lors de sa rotation sous charge. Au-delà de 6mm, les pignons satellites 12, 13 pourraient être trop affaiblis avec des trous 31 trop gros qui nécessiteraient d’augmenter de manière importante le diamètre des pignons satellites 12, 13, et par conséquent, le diamètre de la couronne dentée 10 et ainsi l’encombrement du réducteur 2.
D’autres exemples de réalisation des axes 16 seront détaillés plus loin, notamment en référence aux figures 8 et 9.
La pression de contact diminue également lorsqu’on augmente les diamètres des axes 16 et des trous 31 cylindriques. En effet, la pression de contact entre un axe 16 de rayon R1 roulant dans un trou 31 cylindrique de rayon R2 est proportionnelle à 1/R1 - 1/R2, or, la différence entre R2-R1 étant égale à l’excentration e x , pour réduire la pression de contact on a tout intérêt à augmenter le rayon R1 de l’axe 16, et donc le rayon R2 du trou 31 cylindrique.
La différence de diamètres, qui est le double de la différence de rayons R2-R1 et donc le double de l’excentration e x , est par exemple comprise entre 1mm et 3mm, telle que 1,4mm. Le diamètre D1 des axes 16 au niveau des surfaces périphériques 30 (diamètre extérieur) est par exemple de 7,6mm et le diamètre D2 des trous 31 cylindriques est par exemple de 9mm ( ). Cette différence de diamètres peut néanmoins être plus élevée comme on le verra plus loin lorsque le motoréducteur 1 est monté dans le moyeu arrière.
Comme mieux visible sur les figures 3 et 5, les axes 16 peuvent être épaulés. Ils présentent respectivement une surface périphérique 30 de diamètre D1 intermédiaire supérieur aux diamètres D3 des extrémités cylindriques. Un diamètre D3 des extrémités cylindriques de 4mm est compatible avec des roulements d’axe 33 standards et suffisamment robustes pour transférer la charge mais pas trop encombrants pour que le réducteur 2 reste bien compact.
Le diamètre D1 de la surface périphérique 30 des axes 16 est par exemple supérieur ou égal à 1,4 x D3, le diamètre des extrémités cylindriques de l’axe 16.
Dans le cas d’axes 16 bi-matière épaulés, c’est-à-dire comprenant respectivement une aiguille métallique 32 chemisée au moins sur la surface périphérique 30 par une chemise 29 en matériau polymère, le rapport D1>1,4*D3, ou autrement dit, une épaisseur radiale e r supérieure à 0,2 x D3 (car e r = (D1-D3)/2), permet de définir une épaisseur minimale de chemise permettant une hauteur d’amortissement suffisante pour une réduction du bruit.
Dans l’exemple illustratif d’axe 16 bi-matière laissant apparaitre les extrémités cylindriques de l’aiguille métallique 32 ( ), l’aiguille métallique 32 présente un diamètre D3 de 4mm, la chemise présente un diamètre D1 de 7,6mm et l’épaisseur radiale e r de chemise est donc de 1,8mm soit ici D1=1,9 x D3. Le coefficient de 1,9 supérieur à 1,4 et l’épaisseur radiale e r supérieure à 0,5mm limitent le risque de déchirure évoqué plus haut.
Les axes 16 épaulés permettent d’abaisser la pression de contact par réduction de l’écart relatif de diamètres entre l’axe 16 et le trou 31 cylindrique au niveau de la surface périphérique 30 des axes 16, ce qui permet de conserver des axes 16 aux extrémités cylindriques fines de part et d’autre de la surface périphérique 30. L’encombrement du réducteur 1 peut donc être limité tout en maximisant le diamètre des axes 16.
Avec un diamètre D1 intermédiaire de surface périphérique 30 en matériau polymère ou thermoplastique plus gros, on abaisse la pression de contact, d’une part en augmentant le rayon de courbure au contact et d’autre part en abaissant le module d’élasticité du matériau, ces deux facteurs conjugués amenant à une solution intéressante en terme d’usure et de bruit généré.
Plus précisément, la théorie de Hertz permet de calculer la pression de contact maximale P MAX s’exerçant à l’interface entre deux cylindres d’axes parallèles à contact intérieur, c’est-à-dire un axe 16 de diamètre D1 inséré dans un trou 31 cylindrique de diamètre D2 :
Où k est une constante, F est l’effort normal, L est la largeur du contact, D1 est le diamètre extérieur de l’axe 16, D2 est le diamètre des trous 31 cylindriques des pignons satellites 12, 13, E1 est le module d’Young du polymère de la chemise 29 et E2 est le module d’Young du pignon satellite 12, 13.
La forme du clip 220 et l’agencements du clip 220 par rapport au reste du maillon avant 202 ne sont pas limitatifs. En variante, le clip 220 est agencé orthogonalement à l’axe longitudinal A202.
La lame 222 est flexible, de manière que le clip 220 est élastiquement déformable entre une configuration relâchée, tel que représenté sur la a) où le maillon avant 202 est représenté isolément et n’est soumis à aucun effort externe - mis à part la gravité -, et une configuration contrainte, tel que représenté sur la  a), où le sous-ensemble de suspension 300 est en cours d’assemblage. Par retour élastique, le clip 220 tend à revenir de la configuration contrainte vers la configuration relâchée, qu’il a atteinte dans la configuration de la  b).
On décrit à présent l’assemblage du sous-ensemble de suspension 300.
Dans un premier temps, un installateur présente le maillon avant 202 avec la face interne 204 orientée vers le tube 100. L’axe longitudinal A202 est parallèle à l’axe longitudinal A100, et chacun des ergot 206 est aligné avec une lumière 120 respective selon la direction d’engagement D120.
Le maillon avant 202 est ensuite approché du tube 100 selon la direction d’engagement D120, de manière que chaque ergot 206 est inséré dans la lumière 120 correspondante. Le mouvement continue jusqu’à ce que la face interne 204 soit en appui contre la surface radiale externe 110 du tube. Chaque ergot 206 est alors dans une position engagée dans une lumière 120.
Le clip 220 est agencé de manière que lorsque chaque ergot 206 est position engagée, le clip 220 n’est pas aligné le long du tube 100 l’une des lumières 120. Ainsi le clip 220 est repoussé par la surface radiale externe 110 vers sa configuration contrainte, tel que représenté sur la  a), où la tête 228 est en appui sur la surface radiale externe 110. Ainsi le clip 220 n’empêche pas les mouvements de translation du maillon avant 202 le long du tube A100 parallèlement à l’axe longitudinal A100, c’est-à-dire à la fois selon la direction de montage D202 et selon la direction de démontage D’202.
Ensuite, l’installateur déplace en translation le maillon avant 202 par rapport au tube 100 selon la direction de montage D202. Chaque côté transverse 121A est alors reçu dans l’interstice 212 respectif, entre le patin 210 respectif et la face interne 204. Le mouvement de translation selon la direction de montage D202 continue jusqu’à ce que le côté transverse 121A soit en butée contre le pied 206 de l’ergot 206 correspondant. Chaque ergot 206 est alors dans une position de butée contre le tube 100, dans laquelle chaque ergot empêche les mouvements de translation du maillon avant 202 par rapport au tube 100 selon la direction de montage D202 et selon la direction de dégagement D’120.