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DISPOSITIF ET PROCÉDÉ DE FABRICATION D’UNE PIÈCE EN MATÉRIAU COMPOSITE POUR UN ENSEMBLE PROPULSIF D’AÉRONEF Domaine technique de l'invention La présente invention concerne un dispositif de fabrication d’une pièce en matériau composite pour un ensemble propulsif d’aéronef. La présente invention concerne également un procédé de fabrication d’une pièce en matériau composite pour un ensemble propulsif d’aéronef.
Un matériau composite classiquement utilisé pour l’aéronautique comprend une préforme fibreuse noyée dans une résine polymérique. La préforme peut être issue d’un tissage en trois dimensions ou peut être obtenue par drapage et superposition de plusieurs tissus. Le tissage peut être réalisé à partir de fibres de carbone, d’aramide, de verre, etc.
La mise en forme de la pièce finale est en général réalisée au moyen d’un dispositif 1 comportant un moule 2A. Dans le cas où une résine doit être injectée dans une préforme 3, la préforme 3 est découpée pour obtenir la géométrie souhaitée puis disposée dans la cavité 4 d’un moule 2A et le moule 2 est recouvert d’un contre-moule 2B. Le dispositif 1, tel que représenté sur la , comprend un port d’injection 5 de résine dans la cavité 4 du moule ainsi qu’un port de mise sous vide de la cavité 4 du moule 2A. Il peut également comprendre un joint d’étanchéité 6 réalisé dans un matériau rétractable qui peut changer de volume en fonction de la température du moule 2A de sorte à générer une pression supplémentaire entre le moule et le contre-moule 2B. Cela contribue à l’élimination de tout surplus de résine.
Dans le cas où la préforme est déjà imprégnée avec la résine, la préforme est disposée dans la cavité d’un moule qui peut être recouverte avec un contre-moule. Le dispositif comprend également un port d’injection de résine dans la cavité du moule ainsi qu’un port de mise sous vide de la cavité du moule.
La pièce finale peut être, par exemple, une aube 7, en particulier de soufflante, comme celle représentée sur la .
De manière générale, la résine injectée dans le moule 2A est de type époxyde. Ce type de résine peut être formé par un mélange de macromolécules époxydes sous forme liquide et un élément durcisseur sous forme solide. Il est bien connu d’intégrer au moule 2A, 2B un réchauffeur 10 agencé entre le port d’injection 5 et la cavité 4. La présence d’un tel réchauffeur 10 dans le moule est représentée sur la . Ce type de réchauffeur 10 chauffe la résine à une température correspondant généralement à la température optimale d’injection, c’est-à-dire la température pour laquelle la viscosité de la résine est minimale ce qui facilite son injection dans la cavité 4. Or, la température d’injection ne correspond que très rarement à la température de dissolution de l’élément durcisseur dans la résine. Dans ce cas, il est possible que certaines particules solides de l’élément durcisseur ne soient pas intégralement dissoutes dans le liquide époxyde, ce qui peut gêner fortement le processus de polymérisation de la résine et donc dégrader les propriétés mécaniques de la pièce finale.
Il est possible de remplacer le réchauffeur 10 par un dispositif de chauffage agencé à l’extérieur du moule 2A, 2B et dédié exclusivement à la dissolution de l’élément durcisseur dans le liquide époxyde. Bien que cet agencement permette de découpler les étapes de dissolution et d’injection de la résine dans la préforme 3, elle génère un gaspillage conséquent de résine.
La présente invention propose de pallier cet inconvénient par un chauffage local de la résine.
L’invention concerne un dispositif de fabrication d’une pièce en matériau composite pour un ensemble propulsif d’aéronef, ledit dispositif comportant : - un moule comprenant une cavité configurée pour recevoir une préforme fibreuse apte à être imprégnée par une résine,
- un réservoir extérieur au moule et contenant la résine, cette résine comportant un élément durcisseur comportant des particules solides,
- au moins un élément de chauffage du moule à une première température prédéterminée de sorte à faciliter l’injection de la résine dans la cavité,
- un circuit d’injection s’étendant entre le réservoir et la cavité et configuré pour injecter ladite résine dans la cavité.
Selon l’invention, ledit circuit d’injection comporte au moins un canal de réchauffage situé à l’intérieur du moule et configuré pour chauffer la résine à une seconde température, qui est supérieure à ladite première température et qui est prédéterminée de sorte à dissoudre lesdites particules solides.
Ainsi, grâce à l’invention, la circulation de la résine dans le canal de réchauffage qui est à une température supérieure à la température du moule, permet de dissoudre intégralement les particules solides de l’élément durcisseur. Cela améliore, par la suite, les résultats de polymérisation de la résine dans la préforme. Par ailleurs, le circuit d’injection est intégré au moule ce qui permet d’économiser de la résine dans le dispositif de fabrication.
L’étape d’hydrodésulfuration c) peut être mise en œuvre pour réduire la teneur en soufre de l'essence lourde (HCN) à traiter en convertissant les composés soufrés en H 2 S qui peut être ensuite éliminé dans l'étape e).
L’étape d’hydrodésulfuration c) consiste à mettre en contact l’essence lourde à traiter avec de l’hydrogène, dans un ou plusieurs réacteurs d’hydrodésulfuration, contenant un ou plusieurs catalyseurs adaptés pour réaliser l’hydrodésulfuration.
Selon un mode préféré de réalisation de l’invention, l’étape c) est mise en œuvre dans le but de réaliser une hydrodésulfuration de façon sélective, c'est-à-dire avec un taux d’hydrogénation des mono-oléfines inférieur à 80%, de préférence inférieur à 70% et de façon très préférée inférieur à 60%.
La température est généralement comprise entre 210°C et 320°C et de préférence comprise entre 220°C et 290°C. La température employée doit être suffisante pour maintenir l’essence à traiter en phase vapeur dans le réacteur. Dans le cas où l'étape c) d'hydrodésulfuration est effectuée dans plusieurs réacteurs en série, la température de chaque réacteur est généralement supérieure d’au moins 5°C, de préférence d’au moins 10°C et de façon très préférée d’au moins 30°C à la température du réacteur qui le précède.
La pression d’opération de cette étape est généralement comprise entre 1 MPa et 4 MPa et de préférence comprise entre 1,5 MPa et 3 MPa.
La quantité de catalyseur mise en œuvre dans chaque réacteur est généralement telle que le rapport entre le débit d’essence à traiter exprimé en m 3 par heure aux conditions standards, par m 3 de catalyseur (également appelé vitesse spatiale) est compris entre 1 h -1 et 10 h -1 et de préférence entre 2 h -1 et 8 h -1 .
Le débit d’hydrogène est généralement tel que le rapport entre le débit d’hydrogène exprimé en normaux m 3 par heure (Nm 3 /h) et le débit de charge à traiter exprimé en m 3 par heure aux conditions standards (15°C, 0,1 MPa) est compris entre 100 Nm 3 /m 3 et 600 Nm 3 /m 3 , de préférence entre 200 Nm 3 /m 3 et 500 Nm 3 /m 3 . On entend par normaux m 3 la quantité de gaz dans un volume de 1 m 3 à 0°C et 0,1 MPa.
L’hydrogène nécessaire à cette étape peut être de l’hydrogène frais ou de l’hydrogène recyclé, de préférence débarrassé de l’H 2 S, ou un mélange d’hydrogène frais et d’hydrogène recyclé. De préférence, on utilisera de l’hydrogène frais.
Le taux de désulfuration de l’étape c), qui dépend de la teneur en soufre de la charge à traiter, est généralement supérieur à 50% et de préférence supérieur à 70% de sorte que le produit issu de l’étape c) contient moins de 100 ppm poids de soufre et de façon préférée moins de 50 ppm poids de soufre.
Le catalyseur utilisé dans l’étape c) doit présenter une bonne sélectivité vis-à-vis des réactions d’hydrodésulfuration par rapport à la réaction d'hydrogénation des oléfines.
Le catalyseur d’hydrodésulfuration de l'étape c) comprend un support d’oxyde et une phase active comprenant un métal du groupe VIB et un métal du groupe VIII et optionnellement du phosphore et/ou un composé organique tel que décrit ci-après.
Le métal du groupe VIB présent dans la phase active du catalyseur est préférentiellement choisi parmi le molybdène et le tungstène. Le métal du groupe VIII présent dans la phase active du catalyseur est préférentiellement choisi parmi le cobalt, le nickel et le mélange de ces deux éléments. La phase active du catalyseur est choisie de préférence dans le groupe formé par la combinaison des éléments nickel-molybdène, cobalt-molybdène et nickel-cobalt-molybdène et de manière très préférée la phase active est constituée de cobalt et de molybdène.
La teneur en métal du groupe VIII est comprise entre 0,1 et 10% poids d'oxyde du métal du groupe VIII par rapport au poids total du catalyseur, de préférence comprise entre 0,6 et 8% poids, de préférence comprise entre 0,6 et 7% poids, de manière très préférée comprise entre 1 et 6% poids.
La teneur en métal du groupe VIB est comprise entre 1 et 20 % poids d'oxyde du métal du groupe VIB par rapport au poids total du catalyseur, de préférence comprise entre 2 et 18 % poids, de manière très préférée comprise entre 3 et 16% poids.
Le rapport molaire métal du groupe VIII sur métal du groupe VIB du catalyseur est généralement compris entre 0,1 et 0,8, de préférence compris entre 0,2 et 0,6.
Optionnellement, le catalyseur peut présenter en outre une teneur en phosphore généralement comprise entre 0,3 et 10% poids de P 2 O 5 par rapport au poids total de catalyseur, de préférence entre 0,3 et 5% poids, de manière très préférée comprise entre 0,5 et 3% poids. Par exemple, le phosphore présent dans le catalyseur est combiné avec le métal du groupe VIB et éventuellement avec également le métal du groupe VIII sous la forme d'hétéropolyanions.
Mode 3 : Copolymère selon le mode 1 ou 2 dans lequel la teneur molaire en unités éthylène est de 92% à 95%.
Mode 4 : Copolymère selon l’un quelconque des modes 1 à 3 dans lequel la teneur molaire en unités 1,2-cyclohexane est supérieure ou égale à 2%.
Mode 5 : Copolymère selon l’un quelconque des modes 1 à 4 dans lequel la teneur molaire en unités 1,2-cyclohexane est inférieure à 4%.
Mode 6 : Copolymère selon l’un quelconque des modes 1 à 5 dans lequel la teneur molaire en unités butadiène est supérieure à 1%.
Mode 7 : Copolymère selon l’un quelconque des modes 1 à 6 dans lequel la teneur molaire en unités butadiène est supérieure ou égale à 2%.
Mode 8 : Copolymère selon l’un quelconque des modes 1 à 7 dans lequel la teneur molaire en unités butadiène est inférieure à 5%.
Mode 9 : Copolymère selon l’un quelconque des modes 1 à 8 dans lequel plus de 30% en mole des unités butadiène sont des unités 1,2-butadiène de formule –CH 2 -CH(CH=CH 2 )-.
Mode 10 : Copolymère selon l’un quelconque des modes 1 à 10, lequel copolymère contient des unités 1,4 butadiène de formule –CH 2 -CH=CH-CH 2 - et plus de 50% des unités 1,4 butadiène de formule –CH 2 -CH=CH-CH 2 - sont de configuration trans.
Mode 11 : Copolymère selon l’un quelconque des modes 1 à 10, lequel copolymère contient des unités 1,4 butadiène de formule –CH 2 -CH=CH-CH 2 - et plus de 80% des unités 1,4 butadiène de formule –CH 2 -CH=CH-CH 2 - sont de configuration trans.
Mode 12 : Copolymère selon l’un quelconque des modes 1 à 11, lequel copolymère a une température de fusion supérieure ou égale à 97°C.
Mode 13 : Copolymère selon l’un quelconque des modes 1 à 12, lequel copolymère a une température de fusion supérieure à 97°C.
Mode 14 : Copolymère selon l’un quelconque des modes 1 à 13, lequel copolymère a une masse molaire moyenne en nombre supérieure à 15000 g/mol.
Mode 15 : Copolymère selon l’un quelconque des modes 1 à 14, lequel copolymère a une masse molaire moyenne en nombre supérieure à 20000 g/mol.
Mode 16 : Copolymère selon l’un quelconque des modes 1 à 15, lequel copolymère a une masse molaire moyenne en nombre inférieure à 200 000 g/mol.
Mode 17 : Copolymère selon l’un quelconque des modes 1 à 16, lequel copolymère a une masse molaire moyenne en nombre inférieure ou égale à 150 000 g/mol.
Mode 18 : Copolymère selon l’un quelconque des modes 1 à 17, lequel copolymère a une masse molaire moyenne en nombre inférieure ou égale à 130 000 g/mol.
Le changement de fonctionnement est un changement du fonctionnement actuel ou prévu du système de propulsion 2. En particulier, des changements de la programmation d’Aube Directrice d’Entrée Orientable peuvent être réalisés, sur la base de la ou des plusieurs caractéristiques de carburant obtenues. Par exemple, une aube directrice d’entrée orientable (VIGV) 246, comme le montre la , peut se déplacer dans une direction, et/ou d’une quantité, déterminée sur la base de la ou des plusieurs caractéristiques de carburant. En variante, une VIGV peut être maintenue stationnaire dans une condition/à un moment où elle se déplacerait normalement, sur la base de la ou des plusieurs caractéristiques de carburant différentes de celles d’un carburant standard ou précédemment utilisé. Le changement de fonctionnement peut donc, dans certains cas, être une décision de ne pas réaliser un changement de programmation de VIGV qui serait normalement réalisé dans ces circonstances (par exemple, un changement de débit de carburant ou un changement de vitesse de l’aéronef). Des exemples de changements de fonctionnement comprennent donc l’ajustement ou l’annulation d’un ajustement de positionnement de VIGV.
On comprendra qu’un changement de géométrie de VIGV peut généralement être déclenché par un changement de vitesse de l’aéronef 1, un changement de température à l’entrée d’un compresseur 14, et/ou un changement de pression à travers un compresseur 14. Les inventeurs ont apprécié que les changements de géométrie de VIGV puissent également être appropriés lorsqu’un carburant ayant des caractéristiques différentes est utilisé - en tant que tel, lorsqu’un carburant est changé en vol (pour un aéronef 1 avec une pluralité de carburants différents à bord) ou entre les vols, une programmation de VIGV différente peut être appropriée même si tous les facteurs environnementaux et de commande de moteur autres que le carburant sont les mêmes.
Par exemple, pour un débit de carburant gravimétrique et une vitesse d’arbre donnés, les VIGV peuvent être ouvertes plus largement lors de l’utilisation d’un carburant à un % de SAF supérieur. L’ouverture des VIGV pour un carburant à % de SAF supérieur ou à pouvoir calorifique supérieur peut effectuer un ou plusieurs de ce qui suit : améliorer l’efficacité, réduire T41, augmenter P30 et/ou augmenter le rapport de pression global à travers le système de compression.
On comprendra que la géométrie de VIGV/l’angle d’ouverture peuvent être mesurés directement, par exemple en utilisant la rétroaction d’un ou plusieurs dispositifs de commande d’angle (par exemple, l’actionneur 242 décrit ci-dessous), ou peuvent être déduits des effets secondaires.
Le changement de la géométrie de VIGV change l’angle d’écoulement d’air dans le compresseur 14 - si un ou plusieurs VIGV 246 ne sont pas ajustés de manière appropriée, le flux inapproprié peut entraîner un pompage ou un décrochage du compresseur à moins que des mesures correctives ne soient prises (par exemple, l’ouverture ou la fermeture d’une soupape de purge, et/ou la réalisation d’un changement de fonctionnement supplémentaire du moteur 10). Un décrochage du compresseur est une perturbation locale du flux d’air dans le compresseur. Un pompage du compresseur est un décrochage qui entraîne une perturbation complète du flux d’air à travers le compresseur 14. La gravité d’un décrochage varie d’une chute de puissance momentanée et insignifiante à une perte complète de compression en cas de pompage, nécessitant des ajustements du débit de carburant pour récupérer un fonctionnement normal. La surveillance des pressions et des débits permet de détecter le moment où un compresseur 14 s’approche d’un point de pompage, et une action corrective peut alors être prise (par exemple, des changements de VIGV et/ou des changements de soupape de purge).
Un compresseur 14 ne pompera l’air de manière stable que jusqu’à un certain rapport de pression du moteur (le Rapport de Pression du Moteur (EPR) est le rapport de la pression de décharge de la turbine divisée par la pression à l’entrée du compresseur) ; si l’EPR est dépassé, le flux d’air deviendra instable. Cela se produit au niveau de ce que l’on appelle ligne de pompage sur une carte de compresseur. Le moteur 10 est conçu pour maintenir le compresseur 14 en fonctionnement à une petite distance en dessous de la ligne de pompage, sur une ligne de fonctionnement d’une carte de compresseur. La distance entre les deux lignes peut être appelée marge de pompage. Un changement des caractéristiques de carburant peut augmenter ou diminuer le rapport de pression de fonctionnement, déplaçant ainsi la ligne de fonctionnement vers ou loin de la ligne de pompage. Si l’intervalle entre les lignes/la marge de pompage diminue à zéro, un décrochage du compresseur peut en résulter.
Les compresseurs modernes 14 sont conçus et commandés, généralement par un régulateur électronique moteur (EEC) 42, pour éviter ou limiter le décrochage dans la plage de fonctionnement d’un moteur.
La illustre le flux d’air A, à l’approche d’un compresseur 14, et plus particulièrement du compresseur basse pression 14 du moteur à turbine à gaz 10. Le compresseur 14 comprend un rotor ayant une pluralité de pales 14a s’étendant depuis une région centrale et agencées pour travailler sur le flux d’air qui les traverse.
Dans la mise en œuvre illustrée sur la , il existe une pluralité de VIGV 246 disposées dans le trajet d’écoulement de fluide de travail en amont de/au niveau ou à proximité d’une entrée du compresseur 14. La pale de VIGV 246 représentée n’est qu’un d’une pluralité de VIGV 246 disposées autour du trajet d’écoulement de fluide dans cet exemple. Les VIGV 246 sont régulièrement espacées autour du trajet d’écoulement annulaire dans l’exemple représenté, et peuvent pivoter pour ajuster l’angle des VIGV par rapport au flux de fluide A. Les agencements de VIGV peuvent différer dans d’autres exemples.
Dans l’exemple représenté sur la , la pluralité de VIGV 246 sont couplées à un élément annulaire 244 qui permet à la pluralité de VIGV 246 de se déplacer à l’unisson. Un actionneur 242 est couplé de manière fonctionnelle à l’élément annulaire 244. L’actionneur 242 est commandé par le système de commande de moteur (EEC 42) et déplace l’élément annulaire 244 de la quantité souhaitée pour effectuer un changement de position de la pluralité de VIGV 246 par rapport au flux de fluide dans le trajet de fluide de travail. L’actionneur 242 peut également comprendre une fonction de détection de position pour fournir une rétroaction sur la position réelle de la VIGV 246. Dans un exemple alternatif, un capteur de position séparé peut être utilisé pour fournir un signal de sortie indicatif de la position réelle des VIGV 246. On comprendra que différents agencements de commande et d’actionnement peuvent être utilisés dans différents exemples, par exemple avec une ou plusieurs VIGV 246 pouvant être commandées indépendamment.
Un dispositif de gestion de programmation de VIGV 240 est utilisé pour ajuster la programmation de VIGV sur la base de la ou des plusieurs caractéristiques de carburant. Une ou plusieurs caractéristiques de carburant sont donc obtenues pour le carburant afin d’effectuer l’ajustement de programmation.
Pour un débit de carburant donné, les caractéristiques de carburant telles que le pouvoir calorifique du carburant ont un effet sur la température à l’entrée de la turbine, et donc sur les températures et les pressions et sur les rapports pression/température du moteur. Le pouvoir calorifique peut donc être sélectionné comme une, ou la, caractéristique de carburant sur laquelle les changements de programmation de VIGV sont basés.
Dans certains exemples, tels que celui représenté sur la , l’aéronef 1 peut n’avoir qu’un seul réservoir de carburant 50, et/ou peut avoir de multiples réservoirs de carburant 50, 53 qui contiennent chacun le même carburant, et/ou sont reliés fluidiquement, ou sont en communication fluidique avec le moteur à turbine à gaz 10, de sorte qu’un seul type de carburant soit fourni au moteur à turbine à gaz 10 entre des événements de ravitaillement - c’est-à-dire que les caractéristiques de carburant peuvent rester constantes tout au long d’un vol et ne changer qu’entre les vols.
Dans d’autres exemples, cependant, l’aéronef 1 peut avoir une pluralité de réservoirs de carburant séparés fluidiquement 50, 53 qui contiennent des carburants de compositions différentes, et le système de propulsion 2 peut comprendre un système de distribution de carburant réglable, permettant de sélectionner le(s) réservoir(s) 50, 53, et donc quel carburant/mélange de carburants utiliser. Dans de telles mises en œuvre, les caractéristiques de carburant peuvent varier au cours d’un vol, un carburant spécifique ou un mélange de carburants étant fourni au moteur à turbine à gaz 10. Les caractéristiques de carburant pour les multiples carburants différents dans chaque réservoir 50, 53 peuvent donc être déterminées, et/ou les caractéristiques de carburant d’un carburant/mélange de carburants actuellement fourni au moteur à turbine à gaz 10 peuvent être directement détectées ou autrement déterminées.
Les caractéristiques de carburant, telles que les pouvoirs calorifiques, peuvent donc être obtenues de diverses manières différentes. Par exemple : un code à barres d’un carburant à ajouter à un réservoir de carburant 50, 53 de l’aéronef 1 peut être scanné pour lire les données du carburant, ou une substance traceur (par exemple un colorant) est identifiée et les propriétés de carburant sont consultées sur la base de ce traceur ; les données peuvent être saisies manuellement, ou transmises à l’aéronef 1 pour le stockage ; un échantillon de carburant peut être extrait pour l’analyse au sol avant le décollage ; les propriétés de carburant peuvent être déduites de mesures de l’activité du système de propulsion 2 pendant une ou plusieurs périodes de fonctionnement de l’aéronef, par exemple le démarrage du moteur, le roulage, le décollage, la montée et/ou la croisière ; et/ou une ou plusieurs propriétés de carburant peuvent être détectées à bord, éventuellement en vol, par exemple en utilisant des capteurs en ligne et/ou d’autres mesures.
De manière préférée, le débit d’hydrogène est subi et égal à la quantité injectée dans l’étape c) diminuée de l’hydrogène consommé dans l’étape c). Le débit d’hydrogène est généralement tel que le rapport entre le débit d’hydrogène exprimé en normaux m 3 par heure (Nm 3 /h) et le débit de charge à traiter exprimé en m 3 par heure aux conditions standards (15°C, 0,1 MPa) est compris entre 100 Nm 3 /m 3 et 600 Nm 3 /m 3 , de préférence entre 200 Nm 3 /m 3 et 500 Nm 3 /m 3 .
Le taux de désulfuration de l’étape d), qui dépend de la teneur en soufre de la charge à traiter, est généralement supérieur à 50%, et de préférence supérieur à 70%, de sorte que le produit issu de l’étape d) contient moins de 60 ppm poids de soufre et de façon préférée moins de 40 ppm poids de soufre, et de manière très préférée moins de 20 ppm poids de soufre.
Les étapes d’hydrodésulfuration c) et d) peuvent être réalisées soit dans un seul réacteur contenant les deux catalyseurs, soit dans au moins deux réacteurs différents. Quand les étapes c) et d) sont réalisées à l’aide de deux réacteurs, ces deux derniers sont placés en série, le second réacteur traitant intégralement l’effluent en sortie du premier réacteur (sans séparation du liquide et du gaz entre le premier et le second réacteur).
Le catalyseur de l'étape d) est de nature et/ou de composition différente de celui utilisé dans l'étape c). Le catalyseur de l'étape d) est notamment un catalyseur d’hydrodésulfuration très sélectif : il permet d’hydrodésulfurer sans hydrogéner les oléfines et donc de maintenir l’indice d’octane.