INPI-France/Brevets-Francais-2024-Chunked huggingface dataset:
La première sortie S1 est configurée pour alimenter en fluide réfrigérant un premier dispositif de détente 31 disposé en amont du premier échangeur de chaleur 1. La deuxième sortie S2 est configurée pour alimenter en fluide réfrigérant un deuxième dispositif de détente 32 disposé en amont du deuxième échangeur de chaleur 2. Le premier dispositif de détente 31 peut être un détendeur électronique. De même, le deuxième dispositif de détente 32 peut être un détendeur électronique. La troisième sortie S3 est configurée pour alimenter en fluide réfrigérant un dispositif de compression du fluide réfrigérant.
Chaque bloc élémentaire est rigide. Chaque bloc élémentaire est métallique.
Un bloc élémentaire peut être assemblé à un autre bloc élémentaire par un système quart de tour. Un bloc élémentaire comprend un ergot saillant, et l’autre bloc élémentaire comprend un logement hélicoïdal de réception de l’ergot. Un joint d’étanchéité peut être intercalé entre deux blocs élémentaires afin d’éviter les fuites de fluide réfrigérant. L’assemblage entre deux blocs élémentaires est donc facile. Le module de distribution de fluide réfrigérant peut être configuré de différentes manières pour s’intégrer à différentes architectures de systèmes de conditionnement thermique. D’autres méthodes d’assemblage entre eux des blocs élémentaires sont bien sur possibles.
Selon un autre mode de réalisation, le module de distribution 50 de fluide réfrigérant est un ensemble monobloc. Ainsi, le module de distribution est réalisé en un seul bloc. Le module de distribution est par exemple formé par un bloc usiné dont les perçages forment les différentes entrées/sorties et les différents canaux de circulation de fluide. Les différentes vannes et dispositifs de détente sont rapportés sur l’ensemble monobloc.
Selon un exemple de mise en œuvre du module de distribution 50 de fluide réfrigérant, chaque bloc élémentaire 21, 22, 23, 24, 25 possède une section transversale polygonale. Chaque bloc élémentaire est ainsi compact et peut être réalisé facilement par une variété de procédé de fabrication. Par exemple, un bloc élémentaire peut être moulé en une seule pièce. En effet, la géométrie de chaque bloc élémentaire permet un démoulage facile. Un bloc élémentaire peut aussi être obtenu par usinage d’un bloc massif de matière. Un bloc élémentaire peut aussi être obtenu par moulage, avec une ébauche des canaux de circulation de fluide formée par moulage. Les surface internes brutes de moulage peuvent être ensuite rectifiées afin de finaliser les canaux de circulation de fluide.
La section transversale est par exemple rectangulaire. La section transversale peut être carrée.
En variante, non représenté, la paroi 9 est fixée, autrement dit est configurée pour être fixée, au boîtier 43, au moyen d’au moins un élément de fixation, au niveau du côté supérieur 43d du boîtier 43, en particulier dans la configuration assemblée du dispositif d’entraînement motorisé 10.
Avantageusement, la paroi 9 est disposée, autrement dit est configurée pour être disposée, entre le boîtier 43 et la tringle 4, en particulier dans l’état monté du dispositif d’entraînement motorisé 10 sur la tringle 4.
Avantageusement, la paroi 9 est parallèle à la tringle 4, en particulier dans la configuration assemblée du dispositif d’occultation 3.
Avantageusement, une face supérieure 9c de la paroi 9 est opposée à une face inférieure 9d de cette paroi 9. La face inférieure 9d de la paroi 9 est disposée en vis-à-vis d’un volume intérieur V43 du boîtier 43, dans lequel sont, notamment, disposés le bloc de motorisation 49, l’unité électronique de contrôle 17 et le dispositif de transmission 28, en particulier dans la configuration assemblée du dispositif d’entraînement motorisé 10. La face supérieure 9c de la paroi 9 est disposée en vis-à-vis de la tringle 4, en particulier dans la configuration assemblée du dispositif d’occultation 3.
Avantageusement, la roue d’entraînement 13 est configurée pour être disposée, autrement dit est disposée, au travers d’une ouverture centrale 51 de la paroi 9, en particulier dans la configuration assemblée du dispositif d’entraînement motorisé 10.
Ici et de manière nullement limitative, l’ouverture centrale 51 est réalisée par la réunion de deux découpes 51a, 51b ménagées sur un bord de chacune des première et deuxième demi-coques 43a, 43b.
Le dispositif d’entraînement motorisé 10 comprend, en outre, au moins un premier dispositif de maintien 37. Le premier dispositif de maintien 37 est relié, autrement dit est configuré pour être relié, au boîtier 43, en particulier dans la configuration assemblée du dispositif d’entraînement motorisé 10, de sorte à maintenir le boîtier 43 par rapport à la tringle 4, autrement dit à suspendre le boîtier 43 par rapport à la tringle 4, en particulier dans la configuration assemblée du dispositif d’occultation 3.
Avantageusement, le dispositif d’entraînement motorisé 10 comprend, en outre, au moins un deuxième dispositif de maintien 39. Le deuxième dispositif de maintien 39 est relié, autrement dit est configuré pour être relié, au boîtier 43, en particulier dans la configuration assemblée du dispositif d’entraînement motorisé 10, de sorte à maintenir le boîtier 43 par rapport à la tringle 4, autrement dit à suspendre le boîtier 43 par rapport à la tringle 4, en particulier dans la configuration assemblée du dispositif d’occultation 3.
Avantageusement, les premier et deuxième dispositifs de maintien 37, 39 sont configurés pour être disposés, autrement dit sont disposés, de part et d’autre du premier axe de rotation X13 de la roue d’entraînement 13, selon la direction de déplacement D du dispositif d’entraînement motorisé 10 le long de la tringle 4, en particulier dans la configuration assemblée du dispositif d’entraînement motorisé 10.
Avantageusement, les premier et deuxième dispositifs de maintien 37, 39 sont configurés pour être disposés, autrement dit sont disposés, de manière symétrique par rapport à un plan médian P du dispositif d’entraînement motorisé 10 et, plus particulièrement, de la paroi 9, la trace de ce plan médian P étant illustré à la . Ce plan médian P est perpendiculaire à l’axe longitudinal A4 et, de préférence, inclut le premier axe de rotation X13.
On décrit à présent, plus en détail et en référence aux figures 3 à 6, l’un des premier et deuxième dispositifs de maintien 37, 39 du dispositif d’entraînement motorisé 10 illustré aux figures 1 à 6.
Ainsi, ce qui est décrit ci-après pour le premier dispositif de maintien 37 s’applique au deuxième dispositif de maintien 39. Chacun des éléments constituant le premier dispositif de maintien 37 est dupliqué pour le deuxième dispositif de maintien 39, peut comprendre dans sa dénomination le terme « deuxième » en remplacement du terme « premier » et peut être désigné par la même référence.
Le premier dispositif de maintien 37 comprend au moins un premier élément de suspension 7. Le premier élément de suspension 7 est configuré pour être soit dans un état déverrouillé soit dans un état verrouillé par rapport au boîtier 43.
Le boîtier 43 comprend au moins un premier logement 8. Le premier logement 8 est configuré pour recevoir, autrement dit reçoit, une première partie 7a du premier élément de suspension 7, illustrée à la , en particulier dans une configuration assemblée du dispositif d’entraînement motorisé 10.
Ici et de manière nullement limitative, le premier logement 8 est réalisé par une découpe ménagée dans chacune des première et deuxième demi-coques 43a, 43b.
Avantageusement les première et deuxième forces sont de directions sensiblement opposées et perpendiculaires au plan de référence, notamment avec un écart de 15° ou 10° maximum par rapport à la perpendiculaire à ce plan de référence.
Le plan de référence et la partie de connexion de l’épingle sont avantageusement coplanaires.
Avantageusement les déformations dans les étapes b et c sont réalisées avec une course choisie de sorte que les deux segments soient déformés conjointement.
Autrement dit, cette course est avantageusement assez grande de sorte que, compte tenu de l’écart d’alignement entre les deux segments, l’un des segments peut être déformé avant l’autre puis ces segments se retrouvent alignés pour être déformés conjointement sur le reste de la course de déformation.
Selon l’un des aspects de l’invention, les étapes b et c sont accomplies une seule fois pour chaque épingle.
En variante, l’une au moins des étapes b et c est accomplie deux fois, voire plus.
Par exemple, les étapes b et c sont accomplies à tour de rôle deux fois au moins, pour chaque épingle.
Lorsque les étapes b et c sont accomplies chacune plusieurs fois, les courses de déformation de chaque étape a et b peuvent varier d’une étape à l’autre, ou au contraire, ces courses sont identiques d’une étape à l’autre.
Selon l’un des aspects de l’invention, les étapes b et c sont réalisées à l’aide d’au moins un organe d’appui agencé pour venir en appui sur une portion d’appui de chaque segment de l’épingle, notamment sur une portion adjacente à l’extrémité libre de chaque segment.
Selon l’un des aspects de l’invention, cette portion d’appui s’étend sur au plus 50% de la longueur totale du segment, notamment sur au plus 25% de cette longueur totale.
Selon l’un des aspects de l’invention, dans chaque étape b et c, l’organe d’appui est agencé pour appuyer sur un côté seulement des segments de l’épingle pour les déformer, le côté opposé de l’épingle étant libre, à savoir en appui sur aucune surface.
Selon l’un des aspects de l’invention, l’organe d’appui comprend une face continue agencée pour appuyer sur les deux segments de l’épingle à la fois.
Selon l’un des aspects de l’invention, deux organes d’appui différents sont utilisés pour réaliser respectivement les étapes b et c, lesquels organes sont agencés pour appuyer sur des faces opposées des segments de l’épingles.
Selon l’un des aspects de l’invention, ces organes sont mobiles pour exercer les première et deuxième forces suite à un déplacement perpendiculaire au plan de référence.
d. suite à l’étape c, déformer les segments ensemble de sorte à les aligner dans le plan de référence.
Performances en piégeage du soufre : les deux tests de piégeage du soufre ont été effectués, sur le matériau B1 d’origine, et sur le matériau B1 I-2 . Les résultats dont détaillés dans le tableau 3 ci-dessous.
Matériau Test de piégeage du n-butyle mercaptan (% en poids de S piégé) Test de piégeage du thiophène (% en poids de S piégé) B1 13,3 0,3 B1 I-2 15,1 0,5
Les résultats montrent que le matériau modifié conformément à la méthode selon la présente invention présente une activité significativement supérieure à celle du matériau d’origine B1.
Superalliage à base de nickel La présente invention concerne le domaine des superalliages à base de nickel pour application haute température et développés pour une application disque de turbine à structure duale gros grains / grains fins. L’augmentation des performances des moteurs et la réduction de leur consommation spécifique passent par une augmentation de leur température de fonctionnement. Cela se traduit par le besoin de disposer de nouveaux matériaux toujours plus résistants à chaud. Pour des disques de turbine, les températures visées sont de l’ordre de 800 °C en fonctionnement nominal avec des pics temporaires allant jusqu’à 850 °C dans la jante du disque, c’est à dire à proximité des aubes. De plus, l’alliage doit également être très résistant en traction et en fatigue dans la zone proche de l’alésage du disque, car elle est soumise à de fortes contraintes lorsque le système complet disque + aubes de turbine est en rotation, mais à des températures plus basses (inférieures à 700 °C). Ce cahier des charges est atteignable en combinant deux voies : d’une part la voie procédé, qui comprend entre autres une élaboration de l’alliage par métallurgie des poudres et l’application d’un traitement thermique à structure duale (brevet FR3043410B1) permettant d’optimiser la taille de grains à la fois dans la jante et dans l’alésage du disque, et d’autre part la voie matériau qui permet de disposer d’une composition chimique directement adaptée à ce procédé et de réaliser un gain significatif sur les propriétés mécaniques.
Le cahier des charges indiqué ci-dessus est atteignable en combinant deux voies : - d’une part la voie procédé, qui comprend entre autres une élaboration de l’alliage par métallurgie des poudres et l’application d’un traitement thermique à structure duale (brevet FR3043410B1) permettant d’optimiser la taille de grains à la fois dans la jante et dans l’alésage du disque ; - et d’autre part la voie matériau qui permet de disposer d’une composition chimique directement adaptée à ce procédé et de réaliser un gain significatif sur les propriétés mécaniques.
Ainsi le procédé de traitement thermique permettant d’obtenir des alliages ayant une telle structure duale est connu, comme décrit dans la demande de brevet FR3043410. Cette demande présente un procédé pour réaliser des gradients de structure sur une pièce de type disque via un traitement thermique lui-même à gradient. Il s’agit d’un traitement thermique par induction qui permet de réaliser un traitement de mise en solution à une température étagée dans la pièce de telle manière, que : - dans la zone la plus chaude, la température soit supérieure à la température de dissolution de la phase bloquant les joints de grains, appelée également température de solvus (pour les alliages base nickel gamma-gamma prime, la phase en question est la phase gamma prime). - dans la zone la moins chaude, la température soit inférieure à cette température de solvus.
Ainsi, dans les zones dont la température de traitement thermique dépassera la température de solvus de la phase gamma prime, les grains vont grossir pour former une structure favorable aux propriétés de fluage et de fissuration, alors que dans les zones dont la température de traitement thermique restera inférieure à la température de solvus, la structure conservera la taille de grain issue du forgeage qui est généralement relativement fine et favorable aux propriétés de traction et fatigue.
En général, l’application d’un traitement à gradient est réalisée sur un alliage « classique » existant dont la composition chimique a été optimisée pour réaliser, avec une structure homogène sur toute la pièce, le meilleur compromis de propriétés mécaniques requis. Ainsi les superalliages pour disques les plus performants ont une température de fonctionnement cible de 760 °C, avec éventuellement des pics à 800 °C. Or, les compositions chimiques existantes ne sont pas optimales pour la configuration d’un traitement à gradient. L’amélioration des performances de la pièce passe donc par la définition d’une composition chimique spécifique à un traitement à gradient de la pièce.
Une composition d’alliage à base de nickel a été conjointement définie par Safran Tech et l’ONERA pour apporter une première réponse à cette problématique (demande de brevet FR3104613A1). Cet alliage a été spécifiquement conçu pour une application disques de turbine à structure duale, où la taille de grains est optimisée en fonction des caractéristiques mécaniques demandées dans chaque zone de la pièce : l’alésage possède une microstructure à grains fins pour optimiser sa résistance en traction et sa durée de vie en fatigue, alors que la jante possède une microstructure à plus gros grains afin d’optimiser sa résistance au fluage et à la propagation de fissures. La microstructure à gros grains est obtenue grâce à un traitement thermique supersolvus γ’ (gamma prime) local. Cet alliage a une masse volumique de 8,24 g/cm 3 , ce qui est plutôt bas par rapport à d’autres alliages connus (8,34 g/cm 3 pour l’alliage métallurgie des poudres N19) et donc très intéressant pour ce type d’application. Cependant, cette composition présente une fenêtre de traitement thermique supersolvus γ’ (gamma prime) relativement étroite : il n’y a qu’une dizaine de degrés d’écart entre le solvus γ’ (gamma prime) et le solidus de l’alliage. D’un point de vue industriel, ce traitement thermique est réalisable mais la marge d’erreur est faible. De plus, même si la résistance en fluage à 850 °C de cet alliage est très intéressante, il existe des leviers pour l’optimiser afin d’augmenter davantage la durée de vie des pièces à cette température extrême.
Une autre composition d’alliage à base de nickel était déjà connue de l’art antérieur (demande EP1840232) avec des teneurs plus élevées en niobium. Toutefois leur plus forte teneur en Nb ne permet pas la précipitation de carbures M23C6 à une température de 850 °C qui restent stables jusqu’à 900 °C voire 920 °C car Nb abaisse la température de solvus de ces carbures en dessous de 900 °C, voire en dessous de 800 °C. Or de tels carbures améliorent la résistance au fluage de l’alliage.
Les inventeurs ont découvert de façon surprenante qu’il était possible d’obtenir de telles propriétés à l’aide d’un superalliage à base de nickel pouvant contenir éventuellement du tantale mais en une teneur limitée et contenant des teneurs plus faibles en niobium que l’alliage décrit dans FR3104613 et dans EP1840232 et en particulier que l’alliage le plus performant commercialisé (N19/SMO43).
La présente invention concerne donc un superalliage à base de nickel, caractérisé en ce que sa composition comprend, avantageusement est constituée essentiellement de, en particulier est constituée de, en pourcentages en poids de la composition totale : Aluminium : 2,5 – 3,8, avantageusement 2,8 – 3,5; Cobalt : 7,9 – 16,9, avantageusement 8,2 – 16,6 ; Chrome : 9,7 – 13,1, avantageusement 10,0 – 12,8 ; Molybdène : 2,6 – 4,1, avantageusement 2,6 – 3,8 ; Niobium : 0 – 0,41; Tantale : 0 – 1,9, avantageusement 0 – 1,8 ; Titane : 4,4 - 6,4, avantageusement 4,6 – 6,1 ; Tungstène : 1,9 – 4,2, avantageusement 2,2 – 4,0 ; Bore : 0,010 - 0,030, avantageusement 0,010 - 0,020 ; Carbone : 0,010 - 0,040, avantageusement 0,015 - 0,035 ; Hafnium : 0,20 - 0,40, avantageusement 0,20 - 0,35 ; Zirconium : 0,040 - 0,070, avantageusement 0,045 - 0,065 ; Nickel : solde ainsi que les impuretés inévitables ; avec 12,5 ≤ Al + Ti + Nb + Ta ≤ 14 %at., les teneurs en ces éléments étant exprimées en pourcentages atomiques ; avec 0,85 ≤ Al / (Ti + Nb + Ta) ≤ 1,2, les teneurs en ces éléments étant exprimées en pourcentages atomiques ; et avec Mo + W ≥ 2,5 %at., les teneurs en ces éléments étant exprimées en pourcentages atomiques.
La composition du superalliage à base de nickel selon l’invention contient donc les éléments suivants : - Eléments d’addition majeurs : Co, Cr, Mo, W, Al, Ti, Ta; - Eléments d’addition mineurs (concentration inférieure au pourcent massique) : Hf, C, B, Zr, Nb.
La composition selon l’invention comprend ainsi, en % en poids par rapport au poids total de la composition, de l’aluminium (Al) en une teneur comprise dans la gamme 2,5 – 3,8, avantageusement 2,8 – 3,5, en particulier 2,82 – 3,43, plus particulièrement 2,9 – 3,3. La teneur en aluminium est mesurée avec une incertitude de ±0,10.
La composition selon l’invention comprend en outre, en % en poids par rapport au poids total de la composition, du cobalt (Co) en une teneur comprise dans la gamme 7,9 – 16,9, avantageusement 8,2 – 16,6, en particulier 8,2 – 15,6, plus particulièrement 12,0 – 14,0. La teneur en cobalt est mesurée avec une incertitude de ±0,4.
La composition selon l’invention comprend par ailleurs, en % en poids par rapport au poids total de la composition, du chrome (Cr) en une teneur comprise dans la gamme 9,7 – 13,1, avantageusement 10,0 – 12,8, en particulier 10,8 – 12,8, plus particulièrement 10,9 – 12,7, encore plus particulièrement 11,65 – 12,7. La teneur en chrome est mesurée avec une incertitude de ±0,35.
Bien entendu, si le retrait est plus faible, les largeurs des roues admissibles, pour circuler sans impact, pour une surface de contact de 1 mm de large sont récapitulées dans le tableau ci-dessous.
Retrait (en mm) 25 20 15 10 5 Largeur de roue admissible (en mm) sans impact pour une surface de contact de 1 mm de large 15,6 12,5 9,4 6,25 3,13
Selon ce tableau, le joint de dilatation selon l’invention, après rétractation du béton de 10 mm par exemple, ne laisse pas de gap supérieur à 1 mm pour une roue de 6,5 mm de largeur, circulant sur le joint, transversalement aux éléments longitudinaux (3, 4).
Selon différents modes de réalisation, l’amplitude (A) du profil interne en dents de scie est supérieure à 25 mm, voir , et de préférence supérieure ou égale à 40 mm, voir .
Le rayon de courbure au sommet des profils en dents de scie est inférieur à 1 mm, de préférence inférieur à 0,5 mm, voir .
D’autres possibilités offertes par le joint selon l’invention ont été récapitulées dans le tableau ci-dessous :
Retrait du béton (mm) Appui continu en circulation perpendiculaire aux éléments du joint assurée jusqu’à une largeur de roue égale à (mm) pour un contact au sol de 1 mm de large Appui continu en circulation parallèle à une pente d’une dent de scie assurée jusqu’à une largeur de roue égale à (mm) pour un contact au sol de 1 mm de large 5 3,13 3,31 10 6,25 6,61 15 9,38 9,92 20 12,5 13,22 25 15,6 16,53
Dans le cas le plus critique où les roues circulent selon une direction perpendiculaire à une pente d’une dent de scie, le joint selon l’invention permet d’avoir un gap de 6 mm pour une roue présentant une largeur inférieure à 52 mm, lors d’un retrait du béton de 20 mm. Et un gap de 4 mm pour une roue présentant une largeur inférieure à 50 mm, lors d’un retrait du béton de 15 mm.
Si les roues sont plus larges, elles circulent sans impact. Il est encore rappelé que ces résultats sont calculés pour une hypothèse critique d’une circulation avec une roue, alors qu’en réalité les véhicules à guidage automatique comprennent au moins trois roues, voire quatre ou plus.
Les éléments longitudinaux (3, 4) centraux et latéraux peuvent être monoblocs. De préférence ils sont multicouches, et comprennent des agencements (6) débouchant au niveau d’une face supérieure permettant de retirer au moins une couche de surface de chacun des éléments longitudinaux (3, 4) en vue de leur remplacement.
Les agencements sont par exemple sous la forme d’orifices traversant verticalement au moins une couche de surface de chacun des éléments longitudinaux (3, 4), et d’inserts, non représentés, positionnés et fixés à une couche inférieure ou intermédiaire. Les inserts sont taraudés et aptes à recevoir des organes du serrage complémentaires pour la fixation amovible de la couche de surface de chacun des éléments longitudinaux (3, 4).
La couche de surface peut être réalisée en acier ou dans une résine ou dans un matériau composite réalisé à partir de matériaux polymères afin de pouvoir être poncée en vue de rectifier un défaut de planéité.
En dessous de la couche de surface ponçable, il est possible d’avoir une ou plusieurs couches, par exemple métallique.
Dans la forme de réalisation illustrée à la , les éléments longitudinaux (3, 4) du joint comprennent un empilement d’au moins trois couches (3a, 3b, 3c, 4a, 4b, 4c) pour assurer le transfert de charge verticale entre les deux dalles.
Par exemple, le premier élément longitudinal (3) comprend trois couches, avec une couche intermédiaire (3b) dite de liaison appui plan d’une largeur plus importante que celle des deux autres couches (3a, 3c) de manière à former une languette longitudinale en saillie latéralement, c’est-à-dire selon un plan parallèle à celui d’une face supérieure du premier élément longitudinal (3).
Et, le deuxième élément longitudinal (4) comprend aussi un empilement de trois couches, avec une couche intermédiaire (4b) dite de liaison appui plan d’une largeur inférieure à celle des deux autres couches (4a, 4c) de manière à former une rainure latérale longitudinale, c’est-à-dire s’étendant parallèlement à un plan défini par une face supérieure du deuxième élément longitudinal (4), recevant en insertion la languette du premier élément longitudinal (3) pour former la liaison appui plan.
représente isolément le récipient,
est une vue en perspective du récipient de la ,
représente isolément, de manière schématique et partielle, l’organe de fermeture,
est une vue schématique à échelle agrandie du premier relief du système de signalement tactile,
est une vue schématique à échelle agrandie du deuxième relief,