INPI-France/Brevets-Francais-2024-Chunked huggingface dataset:
En particulier, la valeur constatée du paramètre du générateur de vapeur 22 peut être un taux de colmatage de passages 32 constaté lors d'une inspection dudit générateur de vapeur 22. De fait, il est procédé périodiquement à des inspections du générateur de vapeur 22. Au cours de ces inspections, des mesures du taux de colmatage peuvent être menées. Par exemple, les demandes de brevets FR3028042, FR2999776 ou encore WO2015097221 traitent de telles procédés d'inspection permettant d'obtenir des taux de colmatage de passages 32 de plaques 30. Ces taux de colmatage constatés, dérivées de mesures, sont estimées plus exactes que celles issues de la simulation, car provenant du générateur de vapeur 22 réel. Afin de renforcer l'exactitude de la simulation sur d'autres paramètres du générateur de vapeur 22, qui à leur tour permettront de renforcer l'exactitude de la simulation sur le colmatage et l'encrassement, le taux de colmatage constaté est pris en compte dans le modèle en ajustant une perte de charge de l'écoulement du fluide secondaire au niveau dudit passage 32 dont le taux de colmatage a été constaté.
La valeur constatée du paramètre du générateur de vapeur 22 peut être une pression de vapeur mesurée dans le milieu interne au générateur de vapeur, dans le circuit secondaire, et typiquement être une mesure de pression en haut du générateur de vapeur 22, en aval de l’échappement vapeur 46, par exemple obtenue au moyen d'un capteur de vapeur. Cette pression peut correspondre à une variable interne déterminée lors de la simulation. Si un écart trop grand vient à exister entre cette pression constatée et la pression déterminée en tant que variable interne par la simulation dans le modèle du générateur de vapeur 22 au même point, cela signifie que le transfert thermique n'est pas correctement modélisé dans le modèle du générateur de vapeur 22. La principale variable interne affectant le transfert thermique, et susceptible d'évolution, est la résistance d'encrassement, qui traduit l'effet négatif de l'encrassement des tubes 31 sur le transfert thermique entre le circuit primaire 10 et le circuit secondaire 20. Par conséquent, la résistance d'encrassement est alors modifiée pour que le transfert thermique dans la simulation se rapproche de celui du fonctionnement du générateur de vapeur 22, ce qui se vérifie par le rapprochement entre la pression constatée et la pression déterminée par simulation. Typiquement, si la pression constatée est inférieure à la pression déterminée, la résistance d'encrassement est augmentée, tandis que si la pression constatée est supérieure à la pression déterminée, la résistance d'encrassement est diminuée.
Il est à noter que la pression et la température du fluide secondaire sont liées puisque le générateur de vapeur 22 fonctionne en saturation de vapeur. L'encrassement des tubes 31 affecte donc aussi bien la température que la pression du fluide secondaire. Il est donc également possible de constater une température dans le fluide secondaire au niveau du générateur de vapeur 22, et si un écart trop grand vient à exister entre cette température constatée et la température déterminée en tant que variable interne par la simulation dans le modèle du générateur de vapeur 22 au même point, la résistance d'encrassement peut être modifiée de façon similaire.
Description détaillée de modes de réalisation Il est schématiquement représenté sur la une installation comprenant une machine thermoacoustique 1, des sources extérieures 2 et 3 ainsi qu’un réseau de distribution 4 reliant la machine 1 aux sources extérieures 2 et 3.
La machine thermoacoustique 1 est destinée à un fonctionnement en mode pompe à chaleur, au sens physique de l’expression.
De manière générale, la machine 1 comprend un guide d’onde 5, quatre sources acoustiques 6, 7, 8 et 9, quatre cellules thermoacoustiques 10, 11, 12 et 13, un organe de commande 14 et un dispositif de mesure 15.
Chacune des cellules thermoacoustiques 10 à 13 comprend un régénérateur 16 et deux échangeurs de chaleur 17 et 18.
L’espace interne du guide d’onde 5 contient un fluide de travail pressurisé permettant de propager une onde acoustique. Le fluide de travail peut être un gaz monoatomique, un gaz polyatomique tel qu’un mélange comprenant de l’hélium et de l’argon ou un autre mélange, ou encore un mélange d’un gaz et d’un liquide.
Une telle géométrie du guide d’onde 5, qui n’est aucunement limitative, permet de favoriser le développement d’une onde à caractère progressif et plus spécifiquement d’obtenir localement au niveau des régénérateurs 16 une onde à caractère progressif.
Le guide d’onde 5 est préférablement réalisé dans un matériau tel qu’un alliage métallique ou autre permettant de contenir le fluide de travail sous pression.
Les sources acoustiques 6 à 9 et les cellules thermoacoustiques 10 à 13 sont montées en série le long du guide d’onde 5, de manière alternée, de sorte que chacune des cellules 10 à 13 soit disposée entre deux respectives desdites sources acoustiques 6 à 9.
Dans cet exemple, chacune des sources acoustiques 6 à 9 est un moteur linéaire comprenant un élément mobile du type piston.
Chacune des sources 6 à 9 est configurée pour pouvoir déplacer son piston de manière à générer une onde de pression dans le fluide de travail et à propager ainsi de l’énergie acoustique dans le guide d’onde 5.
Dans des variantes de réalisation, non représentées, les sources 6 à 9 peuvent comprendre un autre type d’actionneur, par exemple un moteur rotatif ou un actionneur électroacoustique autre qu’un moteur linéaire, et/ou comprendre un autre type d’élément mobile, par exemple un double piston.
Pour chacune des cellules thermoacoustiques 10 à 13, le régénérateur 16 et les échangeurs 17 et 18 sont disposés dans le guide d’onde 5 de manière à être traversés par le fluide de travail pour pouvoir réaliser une conversion d’énergie thermoacoustique.
Le régénérateur 16 est une structure poreuse, c’est-à-dire une structure dotée de pores ou cavités ou ouvertures permettant d’augmenter ou maximiser la surface de contact et donc d’échange avec le fluide de travail tout en minimisant les pertes de charge.
A titre d’exemple, le régénérateur 16 de chacune des cellules 10 à 13 peut à cet effet comprendre un empilement de lamelles ou de grilles, réalisées dans un matériau présentant une capacité calorifique élevée et une faible conductivité thermique, par exemple un acier inoxydable ou un matériau céramique.
En fonctionnement, les régénérateurs 16 se comportent comme des éponges thermiques à l’égard du fluide de travail, en emmagasinant et en restituant de manière alternative de la chaleur.
en particulier à une température comprise entre 60°C et 100°C ; et
une étape d’introduction B) , au cours de laquelle la résine modifiée de l’étape d’incorporation A) est introduite dans un moule fermé, en particulier à une température comprise entre 60°C et 100°C.
L’invention s’applique également lorsque le bicarbonate incorporé à la résine lors de l’étape d’incorporation A) est du bicarbonate de potassium, lithium, du bicarbonate de calcium et du bicarbonate de d’ammonium. A cet effet, une attention particulière sera portée à ce qu’une température de dégradation du produit soit compatible de la résine et du cycle de transformation.
De plus, tous types de résines époxydes peuvent être employées. De façon analogue, une attention particulière sera portée à ce qu’un produit de décomposition différent et adapté soit employé pour chaque cycle de transformation.
Selon un mode de réalisation de l’invention, la résine époxyde utilisée dans la fabrication du noyau est à base de diglycidyléther du bisphénol F (DGEBF), notamment la résine époxyde de dénomination PR520 commercialisée par la société Solvay.
L’un des avantage du procédé de l’invention est que le matériau du noyau est compatible avec des pièces ou des structures creuses en composite comprenant un tel noyau. En particulier, les pièces ou les structures creuses en composite sont en résine époxyde de dénomination PR520 commercialisée par la société Solvay.
Lors l’étape d’incorporation A), le bicarbonate, notamment le bicarbonate de sodium, est incorporé à la résine époxyde, avantageusement avec un mélangeur mécanique rotatif à pale, connu de l’homme du métier.
Le bicarbonate est donc incorporé à la résine époxyde à une température comprise entre 60°C et 100°C, en particulier à une température comprise entre 70°C et 90°C.
Le bicarbonate va se dégrader pendant le cycle de cuisson, en particulier à une température comprise entre 160°C et 180°C, notamment en dégageant un gaz CO 2 permettant de générer une expansion de la résine époxyde.
L’incorporation du bicarbonate à la résine époxyde dans l’étape d’incorporation A) peut se faire à pression ambiante ou atmosphérique. Alternativement, L’incorporation du bicarbonate à la résine époxyde dans l’étape d’incorporation A) peut se faire sous une pression réduite, par exemple entre -700mbar et -950mbar.
Le taux d’incorporation du bicarbonate dans la résine époxyde dépend du taux d’expansion recherché pour la résine époxyde. Ainsi, le taux d’incorporation du bicarbonate, spécifiquement du bicarbonate de sodium peut varier de 1% à 20%, préférentiellement de 2,5% à 10% en masse.
La résine époxyde ainsi modifiée à l’issue de l’étape d’incorporation A) est ensuite utilisée à l’étape d’introduction B) pour être introduite dans un moule fermé, notamment à une température comprise entre 60°C et 100°C, en particulier entre 70°C et 90°C.
A l’étape d’introduction B) , le noyau en résine époxyde modifiée peut être fabriqué en moule fermé par injection basse pression, par exemple à une pression inférieure à 0,7 MPa, ou tout simplement par introduction d’une quantité de résine époxyde modifiée par coulée avant fermeture du moule. Un procédé de moulage par compression ou par compression-transfert peut également être mis en œuvre.
Selon un aspect particulier de réalisation du procédé de fabrication d’un noyau en résine époxyde allégée selon l’invention, la durée de l’étape d’introduction B) peut être de 2 heures. Par ailleurs, un autre aspect particulier de réalisation du procédé de fabrication d’un noyau en résine époxyde allégée selon l’invention, la température de l’étape d’introduction B) peut être de 180°C.
De préférence, l’étape d’introduction B) du procédé de fabrication d’un noyau en résine époxyde allégée selon l’invention est réalisée sans appliquer de pression extérieure supérieure à la pression de solubilité des gaz. En particulier, l’étape d’introduction B) du procédé de fabrication d’un noyau en résine époxyde allégée selon l’invention est réalisée dans un moule étanche sans appliquer de pression.
Le procédé de fabrication d’un noyau en résine époxyde allégée de l’invention permet de fabriquer un noyau dont le matériau est similaire voire identique au matériau de la pièce ou de la structure creuse en composite, éventuellement renforcé. De ce fait, l’interface entre le noyau et la pièce ou de la structure creuse sera, de fait, plus résistante que si les matériaux n’étaient pas similaires ou identiques. Par conséquent, le noyau pourra participer à la tenue mécanique de la pièce ou de la structure creuse.
Cette chaudière, référencée 1, comprend une enceinte 10, délimitant une chambre de combustion 11.
Un brûleur à combustible 110 et un échangeur de chaleur 111 dit « principal » sont disposés à l’intérieur de la chambre de combustion 11. Le brûleur à combustible 110 est par exemple un brûleur à gaz ou un brûleur à fioul.
Enfin, l’enceinte 10 est munie d’une cheminée 13 d’évacuation des fumées issues de la combustion du combustible.
L’échangeur de chaleur principal 111 comprend une entrée 112 et une sortie 113, l’entrée 112 étant raccordée à l’entrée 14 de la chaudière et la sortie 113 étant raccordée à la sortie 15 de la chaudière 1.
Le fluide à chauffer pénètre dans la chaudière 1 par l’entrée 14, circule à l’intérieur de l’échangeur de chaleur principal 111 et en ressort réchauffé par la sortie 15 (trajet matérialisé par les flèches F1).
Inversement, les gaz chauds produits par le brûleur 110 circulent à contre-courant du fluide à chauffer (trajet matérialisé par les flèches F2). Les gaz chauds réchauffent le fluide circulant dans l’échangeur principal 111 puis les fumées issues de cette combustion s’échappent par la cheminée 13.
La combustion du combustible produit des fumées qui contiennent majoritairement de la vapeur d’eau et du CO2 et de l’azote (N2).
Cette vapeur d’eau contient de la chaleur qui peut être divisée en deux parties, la chaleur dite « sensible » et la chaleur dite « latente ».
La chaleur sensible correspond à la chaleur due à la variation de température entre la température des fumées (par exemple 130°C environ) et la température ambiante (par exemple 10°C environ). La chaleur « latente » ou « chaleur de changement de phase », est celle qui est libérée lorsque l’eau passe de son état gazeux ou vapeur, à l’état liquide, sous forme de gouttes d’eau.
Au contact d’un corps plus froid, la fumée échange sa chaleur, en réchauffant ainsi le corps et en se refroidissant en même temps. Au début, la vapeur cède sa chaleur sensible et se refroidit. En deçà d’une certaine température, dite « température de rosée », l’eau contenue dans les fumées se condense et libère ainsi sa chaleur latente. Celle-ci est bien plus importante que sa chaleur sensible (à titre d’exemple la chaleur latente contenue dans 1 kg de vapeur se condensant est la même que la chaleur sensible de 100 kg de vapeur se refroidissant de 10°C).
Pour récupérer cette chaleur latente, il faut donc refroidir ces fumées jusqu’à la température de rosée de la vapeur d’eau contenue dans ces fumées. Dans le cas de fumées issues de la combustion de gaz naturel, cette température de rosée est de l’ordre de 57°C (et elle est de 47°C pour le fioul).
Une grande partie des chaudières utilisées dans le logement collectif ou dans les centrales de chauffage urbain ou industriel sont des chaudières de type classique. Ces chaudières n’arrivent pas à refroidir les fumées de combustion suffisamment pour atteindre la température de rosée et faire condenser la vapeur d’eau dans les fumées.
La chaleur latente est ainsi perdue avec l’évacuation des fumées.
En conséquence, ces chaudières classiques ont un rendement faible, compris entre 80 % et 90 %, en fonction de leur température de fonctionnement.
Afin d’améliorer les chaudières classiques, les chaudières à condensation ont été mises au point.
Un exemple de réalisation d’une telle chaudière à condensation est représenté sur la jointe.
On peut combiner différentes techniques de formation de la matrice. Ainsi, il est possible de former une première phase de matrice en carbone par pyrolyse d’une résine précurseur puis une deuxième phase de matrice céramique, par exemple par frittage de particules céramiques.
Comme mentionné précédemment, l’étape de chauffage suivant l’injection est optionnelle. La composition d’imprégnation peut en effet, selon un quatrième exemple, être sous la forme d’une composition de métal fondu, par exemple de silicium fondu ou d’un alliage de silicium fondu. Dans ce cas, une poudre de particules céramiques ou carbone peut être introduite dans la porosité de la préforme fibreuse avant injection du métal fondu. Le métal fondu est ensuite injecté dans la porosité de la préforme fibreuse afin d’obtenir la matrice. La matrice peut, dans cet exemple, être obtenue directement après injection, et éventuel refroidissement, de la composition de métal fondu (sans étape de chauffage subséquente).
La pièce obtenue par mise en œuvre du procédé selon l’invention peut être une pièce de turbomachine, par exemple un arrière corps de turbomachine.
Dispositif de contrôle du compactage d’un drapage de matériau composite et système de fabrication d’une pièce composite utilisant un tel dispositif DOMAINE TECHNIQUE DE L’INVENTION La présente invention concerne un dispositif de contrôle du compactage d’un drapage de matériau composite pour la fabrication d’une pièce composite. Elle concerne également un système de fabrication d’une pièce composite utilisant ce dispositif de contrôle.
L’invention trouve des applications dans le domaine de la fabrication de pièces en matériau composite et, en particulier, dans le domaine de l’aéronautique pour la fabrication de pièces composites aéronautiques tels que les capots de moteurs.
ARRIERE-PLAN TECHNOLOGIQUE DE L’INVENTION Les pièces en matériau composite, appelées aussi pièces composites, sont généralement réalisées en interposant une âme, sous forme de structure alvéolée ou de mousse, entre deux peaux en fibres. En aéronautique, les pièces composites, comme les capots de moteurs, sont généralement formées à partir de matériaux composites de type sandwich dont les peaux sont en fibres de carbone orientées, pré-imprégnées d’une résine thermodurcissable. La pièce composite est tout d’abord formée en drapant le matériau composite dans un moule de drapage, de forme prédéfinie, avant d’être cuite afin de durcir dans la forme prédéfinie du moule.
En aéronautique, certaines pièces composites ont des géométries complexes, qui peuvent engendrer des plis lors du drapage dans le moule. Or, ces plis peuvent être dommageables pour la qualité des pièces composites car ils fragilisent leurs structures. Pour éviter toute plissure, ou pli, au niveau du drapage du matériau composite, il est connu de procéder à un compactage dudit drapage au fur et à mesure de l’empilement des couches du matériau composite. Ce compactage permet d’aplanir les éventuels plis et lisser le drapage.
Le compactage est généralement réalisé au moyen d’un sac, appelé aussi vessie, apposé sur le drapage et dans lequel règne une pression négative, appelée dépression ou vide. La vessie, soumise à la dépression, épouse la forme du moule de drapage – appelé plus simplement moule - et soumet le drapage à une force de compression uniforme qui aplanit tout éventuel pli. Pour générer une dépression dans la vessie, cette dernière est généralement connectée à un réseau de vide qui assure, dans un premier temps, l’aspiration de l’air présent dans ladite vessie puis, dans un second temps, la mise en dépression de ladite vessie. Cette dépression est appliquée à la vessie avec une valeur de pression prédéfinie, pendant une durée d’application prédéfinie. Le procédé de compactage actuel est donc mis en œuvre par un opérateur de la façon suivante : l’opérateur connecte la vessie à un réseau de vide, capé à une valeur dépressionnaire prédéterminée, par dépression, l’air excédentaire au sein de la vessie est aspiré par le réseau de vide, une fois l’air excédentaire de la vessie aspiré, l’opérateur maintient la connexion de la vessie sur le réseau de vide pendant une durée d’application prédéfinie, puis à la fin de la durée d’application, l’opérateur ouvre la vessie et la déconnecte du réseau de vide.
En pratique, il est considéré que le niveau de qualité requis pour la pièce composite, avant cuisson, est atteint dès que la durée d’application prédéfinie est terminée. Le compactage est alors considéré comme terminé et la pièce composite peut être mise en cuisson.
Cependant, rien ne prouve que la valeur dépressionnaire prédéfinie ait bien été appliquée, et ce de manière homogène sur l’ensemble de la pièce composite, ni que la durée d’application prédéfinie ait bien été respectée. Seul un opérateur expérimenté peut, à la fin du procédé de compactage, voir visuellement si le compactage est conforme au niveau de qualité requis. Or, tous les opérateurs ne sont pas suffisamment expérimentés pour déterminer visuellement le niveau de qualité d’une pièce composite compactée. Il peut, en effet, arriver que la vessie n’adhère pas totalement au moule, par exemple si la vessie est trouée ou lorsque la forme de la vessie est complexe (si la forme du moule est complexe, alors la forme de la vessie est également complexe) avec de possibles accidents de forme engendrant une mauvaise adhésion de la vessie au moule.
Une procédure manuelle existe, consistant à débrancher le dispositif de vide au niveau des connecteurs vessie et à y brancher un manomètre de vide. L’opérateur peut alors « lire » la valeur de vide dans la vessie et éventuellement détecter une fuite en cas de variation de la valeur, sans garantie de détection et encore moins de caractérisation. Pareillement, cette lecture est laissée à l’appréciation de l’opérateur (niveau acceptable, temps de mesure, etc…).
Il existe donc un réel besoin d’un dispositif permettant de contrôler, indépendamment de l’expérience de l’opérateur, le compactage du drapage afin d’être assuré que le niveau de qualité requis avant cuisson pour la pièce composite est atteint.
Pour répondre aux problèmes évoqués ci-dessus de manque de contrôle du niveau de qualité avant cuisson d’une pièce composite, le demandeur propose un dispositif de contrôle du compactage du drapage, automatique, indépendant de l’opérateur, et prenant en compte les dimensions de la vessie.
Selon un premier aspect, l’invention concerne un dispositif de contrôle du compactage d’un drapage d’un matériau composite dans un moule de drapage, pour la fabrication d’une pièce composite, au moyen d’une vessie de compactage, ledit dispositif de contrôle comportant au moins : une unité de mesure du compactage du drapage du matériau composite appliquant, à l’intérieur de la vessie, une dépression d’une valeur de vide prédéfinie, pendant une durée d’application prédéfinie, et une unité de contrôle de l’étanchéité de la vessie contrôlant automatiquement un état de la vessie.
Ce dispositif de contrôle permet, d’une part, d’assurer automatiquement le compactage du drapage à un niveau de pression adapté et pendant une durée d’application prédéfinie et, d’autre part, de s’assurer que le niveau de pression requis est resté régulier pendant toute la durée d’application prédéfinie.
Selon une caractéristique particulière de l’invention, le type prédéterminé d'effort mécanique est une force de freinage, ou une puissance de freinage, ou un travail de freinage, ou un temps d'application de la force de freinage, ou une puissance/un courant électrique qui est utilisé(e) pour actionner les moyens de freinage, de préférence ledit type prédéterminé d'effort mécanique est une force de freinage appliquée par les moyens de freinage sur le câble pour arrêter les véhicules à partir d'une vitesse initiale.
Selon une caractéristique particulière de l’invention, le procédé comprend en outre les étapes suivantes :
- acquérir des troisièmes données cinématiques pendant chaque test d'évaluation,
- comparer les troisièmes données cinématiques aux premières données cinématiques pour vérifier l'efficacité de freinage des moyens de freinage, l'efficacité de freinage des moyens de freinage étant confirmée si les premières et les troisièmes données cinématiques comprennent ou proviennent de valeurs identiques.
Selon une caractéristique particulière de l’invention, les troisièmes données cinématiques acquises pendant chaque test d'évaluation comprennent :
- un temps de freinage d'évaluation représentant l'intervalle de temps entre un début d'application des moyens de freinage et un arrêt des véhicules, et/ou
- une distance de freinage d'évaluation représentant la distance parcourue par les véhicules pendant l'application des moyens de freinage.
Selon une caractéristique particulière de l’invention, les premières données cinématiques acquises pendant le premier test d'étalonnage comprennent :
- un premier temps de freinage représentant l'intervalle de temps entre un début d'application des moyens de freinage et un arrêt des véhicules, et/ou
- une première distance de freinage représentant la distance parcourue par les véhicules pendant l'application des moyens de freinage.
Selon une caractéristique particulière de l’invention, l'étape de réalisation du second test d’étalonnage comprend l'acquisition, en tant que deuxièmes données cinématiques, d'une seconde accélération de freinage représentant l'accélération moyenne des véhicules lors de l'application des moyens de freinage.