INPI-France/Brevets-Francais-2024-Chunked huggingface dataset:
Durant certaines phases de fonctionnement de la turbomachine, telles que les phases de rotation libre de la soufflante (connue sous le terme anglais « windmilling ») durant lesquelles l’arbre haute pression n’est quasiment pas entrainé en rotation, la pompe principale n’est pas amorcée et le circuit principal n’assure pas la lubrification du réducteur. Dans ce cadre, la turbomachine comprend un circuit auxiliaire de lubrification du réducteur. Le circuit auxiliaire comprend typiquement une pompe auxiliaire par exemple entrainée par l’arbre basse pression, ou alimentée en énergie par un générateur électrique de façon à ce que sa vitesse de rotation puisse être décorrélée de la vitesse de l’arbre basse pression ou haute pression. La pompe auxiliaire aspire l’huile à partir d’un réservoir auxiliaire d’huile. Le circuit auxiliaire permet ainsi de lubrifier le réducteur par la pompe auxiliaire même en cas de rotation libre de la soufflante.
Le document FR-A1-3 108 951 décrit une turbomachine comprenant une enceinte de lubrification délimitée radialement par une virole interne qui est entourée par une virole externe. Un réducteur de vitesse est agencé dans l’enceinte de lubrification.
Selon ce document, la turbomachine comprend en outre un circuit principal de lubrification du réducteur et un circuit auxiliaire de lubrification du réducteur reliés à l’enceinte de lubrification. Le circuit auxiliaire est relié à un réservoir auxiliaire ménagé dans un bras de stockage radial s’étendant entre les viroles interne et externe. Le bras de stockage est creux et est agencé en fond d’enceinte c’est-à-dire à 6h pour collecter l’huile retombant dans le fond d’enceinte par gravité.
Selon ce document, le circuit principal est par ailleurs relié à un bras de récupération adjacent au bras de stockage. L’huile s’écoulant dans le fond de l’enceinte de lubrification par gravité est acheminée dans le bras de récupération par débordement, c’est-à-dire lorsque le volume d’huile dans l’enceinte de lubrification dépasse un certain volume qui est donc supérieur au volume du réservoir auxiliaire. L’huile est alors aspirée du bras de récupération par une pompe de récupération du circuit principal.
Une telle solution ne donne pas entière satisfaction. En effet, certains éléments du réducteur peuvent être noyés dans l’huile stagnante dans l’enceinte de lubrification. Comme le réducteur présente des éléments tournants, typiquement une couronne, un phénomène d’échauffement d’huile (généralement appelé barattage) peut survenir et dégrader le réducteur de vitesse.
Il existe donc un besoin de fournir une turbomachine qui assure une lubrification efficace et fiable du réducteur de vitesse.
Le verrou 13 est donc toujours dans sa position de rétention, mais les surfaces d’appui 25 sont sur le point d’échapper à la rétention des taquets 29. La poursuite du serrage entraine la poursuite du basculement du verrou 13 au-delà de cette position des figures 10 et 11, ce qui entraine un passage des taquets 29 dans les glissières 26 de sorte que les taquets 29 ne retiennent plus le charriot de serrage 12 par ses surfaces d’appui 25.
La illustre la configuration du mécanisme de serrage 5 après le pivotement du verrou 13 et son passage en position de libération. Le verrou 13 a relâché le charriot de serrage 12, ce qui permet à ce dernier de se translater sur le support de coulissement 11, sous l’effet des ressorts 19, tandis que les taquets 29 coulissent librement dans les glissières 26.
Le charriot de serrage 12 va ensuite se placer dans une position d’équilibre dans laquelle la sangle 4 est tendue par application d’une force qui est uniquement déterminée par le tarage des ressorts 19.
Les ressorts 19 sont à ce titre calibrés pour appliquer la force de serrage souhaitée pour l’application. Dans le présent exemple, une force de 100 daN est appliquée sur la sangle 4. Cette force de serrage de la sangle 4 est déterminée précisément par des ressorts 19 dont le tarage correspond à cette force.
La illustre cette position d’équilibre du charriot de serrage 12, le verrou 13 étant dans sa position de libération. Le mécanisme est dimensionné pour que, dans cette position d’équilibre, les taquets 29 viennent à proximité de l’extrémité des glissières 26 sans toutefois venir buter contre le fond de cette glissière 26, de sorte que seuls les ressorts 19 appliquent la force de serrage. La position des taquets 29 résulte ainsi d’un équilibre entre la tension de la sangle 4 et la pression des ressorts 19. Les ressorts 19 et la plage de déplacement sont calibrés pour gérer la force appliquée, y compris si la sangle se détend un peu. Ainsi, lors du serrage calibré du dispositif, le charriot de serrage 12 prend une position d’équilibre dans laquelle le serrage de la sangle de cerclage 4 correspond à la force résultant des ressorts 19.
En variante, le mécanisme peut être dimensionné pour que, dans cette position d’équilibre, les taquets 29 viennent en fond de glissière sur les glissières 26, de sorte que les ressorts 19 appliquent la force de serrage en venant en butée. Les glissières 26 comportent alors à cet effet une extrémité d’appui 40 adaptée à limiter la course du charriot de serrage 12 dans le sens d’un rapprochement entre le premier terminal de fixation 16 et le deuxième terminal de fixation 23, lorsque le verrou 13 est dans sa position de libération. Le charriot de serrage 12 et le verrou 13 viennent ainsi en butée l’un contre l’autre sur l’extrémité d’appui 40.
La mise en place du dispositif de contention et son serrage initial a été ainsi réalisée de manière extrêmement simple et rapide, en tirant sur l’extrémité libre 35 du deuxième brin 34. Le passage du verrou 13 de sa position de rétention à sa position de libération s’est alors fait de manière automatique par la pression du deuxième brin 34 sur la patte d’actionnement 30. Suite à ce basculement en position de libération du verrou 13, la force de serrage appliquée sur la sangle a ensuite été automatiquement calibrée par les ressorts 19. La mise en place du dispositif de contention n’a ainsi nécessité aucun outil, ni savoir-faire particulier, ni aucun réglage.
Suite à la mise en place du dispositif de contention, le mécanisme de serrage 5 assure le serrage de la sangle 4. Le module d’accumulateur 1 va ensuite être mis en production et subir ses cycles de charge et de décharge.
Durant les cycles de charge, le module d’accumulateur 1 s’échauffe et se dilate, ce qui provoque une traction sur la sangle 4. Le charriot de serrage 12 bénéficie alors de la liberté de coulisser sur le support de coulissement 11, selon une faible plage correspondant à cette dilatation. Cette fonction de respirabilité permet aux taquets 29 de se déplacer dans la glissière 26.
La illustre cette fonction de respirabilité, les taquets 29 étant mobiles dans la plage indiquée par la double flèche, au gré des dilatations et rétractations successives du module d’accumulateur 1 soumis à des cycles de charge et de décharge.
Durant ce mouvement du charriot de serrage 12, la force de serrage que la sangle 4 applique sur le module est toujours la même, puisque calibrée par les ressorts 19. La fonction de respirabilité permet ainsi de maintenir constante la force de serrage calibrée sur la sangle 4, tout en permettant la légère dilatation et rétractation normale du module d’accumulateur 1 au cours de sa vie.
La position d’équilibre du charriot de serrage 12 se déplace au fur et à mesure du vieillissement du module d’accumulateur 1, au cours de son cycle de vie, et de sa déformation par gonflement (le charriot de serrage 12 se déplace vers la droite, en référence à sa position sur les figures), car le gonflement entraine une traction sur la sangle 4.
La illustre une phase finale de ce trajet du charriot de serrage 12 au cours du vieillissement du module. En effet, lors d’une phase avancée du vieillissement du module d’accumulateur 1, le charriot de serrage 12 parvient jusqu’au point où les taquets 29 viennent buter sur une extrémité d’appui 39 des glissières 26, comme illustré à cette .
À partir de cette position, les ressorts 19 cessent de calibrer la force de serrage de la sangle 4, qui va alors augmenter au fur et à mesure du gonflement de la cellule. Dans cette phase avancée du cycle de vie du module d’accumulateur 1, la fonction de respirabilité n’est plus permise et le mécanisme de serrage 5 se dédie à une contention maximale du module d’accumulateur 1. Le charriot de serrage 12 maintien alors un écartement maximal prédéterminé entre la première extrémité 8 et la deuxième extrémité 9 de la sangle 4, correspondant à la mise en butée de l’extrémité d’appui 39 des glissières 26 contre les taquets 29. L’extrémité d’appui 39 est ainsi adaptée à limiter la course du charriot de serrage 12 dans le sens d’un éloignement entre le premier terminal de fixation 16 et le deuxième terminal de fixation 23.
Le verrou 13 et ses taquets 29 remplissent donc ici, durant cette phase avancée du cycle de vie du module d’accumulateur 1, une deuxième fonction de blocage du charriot de serrage 12, cette fois pour privilégier un serrage maximal de la sangle 4 sur le module d’accumulateur 1.
Des variantes de réalisation du dispositif de contention et de son procédé de mise en place peuvent être envisagées. Par exemple, la boucle ajustable 32 peut être mise en place préalablement à la mise en place du dispositif de contention sur le module d’accumulateur 1, ou a postériori par l’opérateur avant le serrage.
Par ailleurs, pour effectuer la mesure, l’échantillon doit être positionné dans un tube porte-échantillon ayant un volume limité. Ainsi, pour respecter les contraintes de dimensionnement du tube, la taille de l’échantillon doit être dans toutes les directions d’environ 10mm, sauf dans la direction de la sonde, qui tolère une dimension de 20mm. Ceci impose donc une limite pour le volume de l’échantillon testé.
Dans le cas d’un matériau composite avec un motif de tissage complexe, tel qu’un interlock tissé tridimensionnel, le volume élémentaire de l’échantillon est souvent supérieur aux limites imposées. Il faut donc effectuer une mesure sur un volume élémentaire de l’échantillon réduit et incomplet. Le comportement observé par le procédé d’analyse thermomécanique est donc à prendre avec précaution.
Le procédé par jauge de déformation est un procédé basé sur la mesure de la déformation de la surface d’un échantillon de matériau composite pendant sa chauffe à l’aide d’une jauge collée sur l’échantillon.
La jauge de déformation change sa caractéristique électrique, c’est-à-dire sa résistance, à cause de l’allongement de l’échantillon, mais également à cause de la température d’environnement.
Ce dernier point impose donc l’utilisation d’un matériau de référence, dont la dilatation est bien connue en littérature, permettant ainsi de s’affranchir de la modification de la résistance électrique due au seul effet de la température.
Le procédé par jauge de déformation présente certaines difficultés pour mesurer la dilatation d’un composite. Tout d’abord, la jauge de déformation doit être collée sur la surface de l’échantillon, nécessitant ainsi un traitement supplémentaire de préparation de l’échantillon. De plus, la jauge de déformation ne mesure que la dilatation de la surface.
Les composites à stratification complexe, comme un interlock, c’est-à-dire un tissage tridimensionnel présentant de liage entre les différents plans de tissage, ou un stratifié mixte, c’est-à-dire une stratification de plis orthotropes où les fibres de carbone de chaine sont orientée avec des angles variables dans l’épaisseur, présente un comportement en dilatation thermique diffèrent entre le cœur et la surface de l’échantillon. La mesure obtenue par la sonde de déformation collée n’est donc valable que localement à la surface de l’échantillon.
Le procédé par jauge de déformation ne permet donc pas d’accéder au comportement moyen du composite, pour lequel des reconstructions numériques, notamment basées sur les éléments finis, sont alors nécessaires.
En outre, l’erreur de mesure est importante lorsque la dilatation est inférieure à 5*10 -6 mm/mm, comme c’est le cas pour les matériaux composites.
D’un échantillon à l’autre, la dispersion est très importante et il convient de réaliser un nombre très élevé de tests pour avoir une bonne estimation de la valeur moyenne de dilatation thermique.
Les deux procédés présentés précédemment ne permettent donc pas de réaliser de mesures précises de la dilatation moyenne d’un composite à matrice organique.
L’invention propose un procédé de mesure d’une dilatation thermique d’un matériau, notamment un matériau composite, en particulier un matériau composite à matrice organique, comprenant au moins :
une étape de remplissage a), au cours de laquelle un récipient est rempli avec un liquide ayant une température d’ébullition T eb connue et un coefficient de dilatation thermique connu, une étape de dépose b), au cours de laquelle un corps est plongé dans le liquide, en particulier en le posant au fond du récipient, le corps, réalisé dans le matériau dont la dilatation thermique est à mesurer étant partiellement immergé dans le liquide et comportant une hauteur c supérieure à un niveau supérieur h F0 du liquide lorsque le corps est immergé dans le liquide à une température initiale T 0 , une étape de chauffage c), au cours de laquelle le récipient, le liquide et le corps sont chauffés, jusqu’à une température de chauffage T i comprise entre la température initiale T 0 et la température d’ébullition T eb du liquide, une étape de mesure d), au cours de laquelle un niveau supérieur h Fi du liquide à la température de chauffage T i est mesuré, le niveau supérieur h Fi du liquide étant inférieur à la hauteur (c), et une étape de calcul e), au cours de laquelle la dilatation thermique du matériau est calculée.
Le niveau supérieur du liquide dépend, d’une part, de la dilatation volumique du liquide, facilement estimable si le coefficient de dilatation du liquide est connu, et, d’autre part, de la dilatation volumique du composite, que l’on souhaite mesurer.
Le procédé selon l’invention permet ainsi d’obtenir une mesure fiable du comportement moyen du matériau grâce, en particulier, à la mesure de la différence de niveau du liquide et aux coefficients de dilatation thermique.
Sur l’exemple, la couche inférieure 42 est située directement sur le corps de la pièce 10, la couche intermédiaire 46 est située sur la couche inférieure 42 et la couche supérieure 44 est située sur la couche intermédiaire 46. Le corps de la pièce 10 peut ainsi former un substrat sur lequel est déposé le revêtement 4.
La couche intermédiaire 46 présente une fonction de dissipateur thermique. En effet, la couche intermédiaire réalisée en métal est un bon conducteur thermique. Ce qui permet de répartir la chaleur, provenant notamment de la couche supérieure 44, sur la totalité de sa surface.
La couche intermédiaire 46 peut être un feuillard métallique. Cette couche intermédiaire 46 peut être un feuillard de cuivre ou un autre feuillard de métal ayant, par exemple une conductivité thermique supérieure ou égale à 380 W/m.K. En variante, d’autre type de feuillard métallique avec une conductivité thermique inférieure à 380 W/m.K peut être utilisé à condition que ce feuillard métallique ne soit pas dégradé par réaction chimique avec au moins une des couches en géopolymère. En effet, la couche intermédiaire peut être un feuillard en aluminium qui présente une conductivité thermique inférieure à celle d’un feuillard de cuivre.
Tel que décrit précédemment, les couches inférieure 42 et supérieure 44 ont chacune une fonction d’isolation thermique. En effet, ces couches 42, 44 permettent de limiter les transferts de chaleur, notamment entre une zone chaude de la turbomachine 2 et la pièce 10, de façon à protéger cette pièce d’une dégradation thermique. Afin de renforcer la résistance à une température élevée de fonctionnement (par exemple une température supérieure à 300°C), les couches 42, 44 comprennent chacune un géopolymère. Le géopolymère est un matériau inorganique qui est stable à haute température de fonctionnement (notamment, au moins supérieur à 300°C).
La couche inférieure 42 peut être similaire ou différente de la couche supérieure 44. En particulier, le géopolymère composant la couche inférieure 42 peut être identique ou différent du géopolymère de la couche supérieur 44.
La formule générale du géopolymère utilisé dans la couche inférieure 42 et/ou la couche supérieure 44 peut être : K 2 O·(Al 2 O 3 )·(SiO 2 ) 6.5 ·13.6(H 2 O)
Le géopolymère peut être à base de potassium ou à base de sodium.
A titre d’exemple, le géopolymère de formule K 2 O·(Al 2 O 3 )·(SiO 2 ) 6.5 ·13.6(H 2 O) peut avoir un ratio d’environ 2 :4 :1. Le géopolymère à base de sodium peut avoir un ratio d’environ 0,5 en oxyde de sodium (Na 2 O) et en alumine (Al 2 O 3 ), un ratio d’environ 2,4 en dioxyde de silicium (SiO 2 ), et un ratio d’environ 4,9 en eau (H 2 O). Le géopolymère à base de potassium peut avoir un ratio d’environ 0,5 en oxyde de potassium (K 2 O) et en alumine (Al 2 O 3 ), un ratio d’environ 2,4 en dioxyde de silicium (SiO 2 ), et un ratio d’environ 4,9 en eau (H 2 O).
La table 1 résume un exemple de composition du géopolymère à base de sodium (NaOH) de la couche inférieure 42 et/ou la couche supérieure 44.
Oxyde de sodium - Na 2 O (% en poids) Alumine - Al 2 O 3 (% en poids) Dioxyde de silicium - SiO 2 (% en poids) Eau – H 2 O (%) Fraction massique (% en poids) Argile Métakaolin - MK (metamax) 0 33,6 58,41 0 38,0 Fumée de silice– Condensil ® s95dp 0 0 94,15 0 14,9 Liant – Betol ® 39T 8,3 0 27,5 64,2 46,0 Hydroxyde de sodium - NaOH 77,5 0 0 22,5 5,1 Teneur en géopolymère (en g/100g) 7,8 12,8 48,8 30,6 104 (dont 4,0g d’impureté)
Le géopolymère de la couche inférieure 42 et/ou de la couche supérieure 44 peut comprendre entre 2 et 15% en poids d’hydroxyde de sodium (NaOH). De préférence, le géopolymère comprend entre 5 et 10% en poids d’hydroxyde de sodium (NaOH). Par exemple, la teneur en hydroxyde de sodium (NaO 2 ) est d’environ 5,1% en poids dans le géopolymère en référence à la table 1.
La table 2 résume un exemple de composition du géopolymère à base de potassium (KOH) de la couche inférieure 42 et/ou la couche supérieure 44.
Oxyde de potassium - K 2 O (% en poids) Alumine - Al 2 O 3 (% en poids) Dioxyde de silicium - SiO 2 (% en poids) Eau – H 2 O (%) Fraction massique (% en poids) Argile Métakaolin - MK (metamax) 0 33,6 58,41 0 36,6 Fumée de silice – Condensil ® s95dp 0 0 94,15 0 16,2 Liant – Kasil ® 2135 11,0 0 24,0 65,0 43,4 Hydroxyde de potassium - KOH 83,1 0 0 16,9 7,7 Teneur en géopolymère (en g/100g) 11,2 12,3 47,0 29,5 103,9 (dont 3,9g d’impureté)
Le géopolymère de la couche inférieure 32 et/ou de la couche supérieure 34 peut comprendre entre 2 et 15% en poids d’hydroxyde de potassium (KOH). De préférence, le géopolymère comprend entre 5 et 10% en poids d’hydroxyde de potassium (KOH). Par exemple, la teneur en hydroxyde de potassium (KOH) est d’environ 7,7% en poids dans le géopolymère en référence à la table 2.
Le revêtement 4 peut avoir une première épaisseur E 4 qui est mesurée radialement par rapport à l’axe A. Cette première épaisseur E 4 est de préférence inférieure ou égale à 3,0mm. Par exemple, la première épaisseur E 4 est de 2,0mm. Ceci permet de réduire l’encombrement de la pièce 4 dans la turbomachine 2.
La couche inférieure 42 peut présenter une seconde épaisseur E 42 . La couche supérieure 44 peut présenter une troisième épaisseur E 44 . Chacune des seconde et troisième épaisseurs E 42 , E 44 peut être inférieure ou égale à 1,0mm.
Une vitesse du véhicule automobile réel 100, (ou respectivement, de simulation), et/ou Une direction 170 du véhicule automobile réel 100, (ou respectivement, de simulation), et/ou Une orientation 120 du véhicule automobile réel 100, (ou respectivement, de simulation) et/ou Une orientation 130 de roues (par exemple avant) du véhicule automobile réel 100 (ou respectivement, de simulation).
Par exemple, l’état d’endommagement de la pluralité de composants réels 150,160 (ou respectivement, de simulation), indique, pour chaque composant réel 150 ou 160 (ou respectivement, de simulation) de la pluralité de composants réels 150, 160 (ou respectivement, de simulations), s’il faut remplacer (ou réparer) le composant réel 150 ou 160) (ou respectivement, de simulation) sur le véhicule automobile réel 100 (ou respectivement, de simulation), et(/ou) une étape de remplacement (ou de réparation) du composant réel 150 ou 160 sur (autrement dit : dans) le véhicule automobile réel 100 est réalisée si l’état d’endommagement indique qu’il faut remplacer (ou réparer) le composant réel 150 et 160.
PROCÉDÉ ET APPAREIL DE MESURE D’UNE DISTRIBUTION DE PUISSANCE DANS UN CŒUR DE RÉACTEUR La présente invention a pour objet un procédé et un appareil de mesure d’une distribution de puissance dans un cœur de réacteur par solution inverse à l’aide de signaux provenant de détecteurs de neutrons.
Technologie de base Dans les réacteurs à eau légère actuels, l’environnement à l’intérieur du réacteur est à une température d’environ 300 à 400 °C. Par conséquent, les détecteurs de neutrons sont chargés directement à proximité de l’assemblage combustible du réacteur, la distribution de puissance est mesurée et la combustion du combustible dans le réacteur est contrôlée en fonction de la distribution de puissance mesurée (document de brevet 1).En revanche, étant donné que la température à l’intérieur d’un réacteur à haute température refroidi au gaz (HTGR) atteint jusqu’à environ 1000 °C et celle dans un réacteur rapide atteint environ 600 °C, aucune tentative n’a été faite pour mesurer la distribution de puissance dans le cœur de réacteur.
[Document de brevet 1] Brevet n° 5 954 902
Problèmes que vise à résoudre l’invention Au cours des dernières années, on a cherché à développer des détecteurs de neutrons résistants aux hautes températures, tels que les détecteurs en céramique, mais l’insertion des détecteurs dans la zone de sortie du caloporteur du réacteur dans un réacteur à haute température refroidi au gaz n’est pas pratique, et l’emplacement d’insertion dans le cœur de réacteur est limité. De plus, du point de vue des organes internes d’un réacteur, dans les réacteurs à haute température refroidis au gaz et dans les réacteurs rapides il semble réaliste d’insérer le détecteur au sein du réacteur en utilisant des tubes de guidage de barres de commande. Placer un détecteur directement près de chaque corps combustible n’est pas pratique.
Comme décrit ci-dessus, la présente invention permet de mesurer la distribution de puissance interne de réacteurs tels que les réacteurs à haute température refroidis au gaz et les réacteurs rapides, où les neutrons ont une longue portée et les détecteurs ne peuvent pas être insérés dans le cœur de réacteur, ou s’ils peuvent être insérés, leur emplacement d’insertion est limité.
Un objectif principal de la présente invention est de rendre possible la mesure de la distribution de puissance interne de réacteurs nucléaires tels que les réacteurs au gaz à haute température et les réacteurs rapides, dans lesquels les emplacements où sont insérés les détecteurs de neutrons sont limités. Il va toutefois sans dire que ce procédé peut également être appliqué aux réacteurs à eau légère tels que les réacteurs à eau bouillante et les réacteurs à eau pressurisée, dans lesquels le détecteur de neutrons peut être inséré relativement librement.