INPI-France/Brevets-Francais-2024-Chunked huggingface dataset:
Le transducteur de pression T P1 délivre normalement un signal électrique présentant un courant compris entre 4 et 20mA. Un courant anormal (typiquement 0mA) est propre à être détecté par la carte électronique de sécurité 10, et être interprété comme une pression insuffisante, ce qui obligera l'électrovanne supérieure EV 1 à admettre plus d'air.
Le module optionnel de compensation de charge 20 (et par conséquent le module d’acquisition 18, l’accéléromètre 52 et le module de combinaison 54 qui lui fournissent des données d'entrée) est conçu de telle sorte qu'en cas de défaillance, une pression par défaut (correspondant à la pression maximale de freinage, par exemple) soit générée et utilisée comme référence par le régulateur de pression 12.
Le module optionnel de régulation forcée 22 permet de s'assurer que l'algorithme WSP ne peut pas empêcher l’admission ou forcer un échappement d'air (qui entraînerait une réduction de la force de freinage) pendant plus de 10s (comme l'exigent les normes). Le module optionnel de régulation forcée 22 est conçu de telle sorte qu'en cas de panne, la sortie du régulateur de pression 12 soit utilisée par défaut pour commander les électrovannes EV 1 et EV 2 .
Les modes de défaillance des autres modules n'ayant pas d'impact direct sur la sécurité tel que le module 16 d’acquisition utilisé uniquement pour le freinage de service, qui n'est pas lié à la sécurité sont également analysés afin de s'assurer qu'elles ne peuvent pas affecter négativement les autres modules précités assurant la sécurité du matériel roulant ferroviaire.
Le socle peut être percé d’un ou plusieurs orifices de ventilation destinés à satisfaire aux exigences de renouvellement d’air en sous-face de toiture.
Pour la ventilation, le socle peut également se poser sur une entretoise qui permet le passage d’air sous le support.
Les parois dans le prolongement du socle sont positionnées en opposition mutuelle permettant le maintien du ou des réseaux caloporteurs en contact avec le bourrelet des modules.
Les parois du support contiennent soit un berceau soit un pan de glissement.
Les parois du support sont caractérisées par leur rigidité qui maintient fixement les modules et le réseau.
Ledit support est caractérisé par la présence, soit d’un berceau faisant face à un pan de glissement, soit de deux berceaux.
Le pan de glissement est situé en face du berceau pour rentrer en contact avec le bourrelet de récupération thermique du module de toiture et pour le maintenir en position.
Il est caractérisé par sa forme qui reprend celle du bourrelet saillant et permet de contrecarrer le déplacement du module soumis à la pression du réseau caloporteur.
La gorge est une ouverture située sur la partie supérieure du tasseau suffisamment large pour permettre dans un premier temps l’insertion du réseau à destination du berceau et dans un deuxième temps le passage du bourrelet saillant du module de toiture.
La gorge est délimitée : Dans le cas où le support reçoit deux réseaux, par les deux berceaux et la cuvette. Dans le cas où le support ne reçoit qu’un réseau, par le berceau, la cuvette et le pan de glissement.
La cuvette est la partie basse de la gorge qui permet de recevoir si besoin une fixation et qui peut canaliser les condensats.
Le berceau est l’emplacement en creux situé sous la gorge, il forme un renfoncement latéral destiné à recevoir le réseau caloporteur. Ce berceau se comprend comme une cavité, un compartiment, ou une chambre qui forme le réceptacle du réseau.
Le berceau est caractérisé par sa forme partiellement elliptique qui peut se prolonger dans la continuité de l’ellipse géométrique correspondante.
Il présente une forme qui reprend en creux le profil latéral elliptique du réseau.
Le berceau est caractérisé par sa forme partiellement elliptique qui épouse le réseau caloporteur et bloque sa rotation dans le support au moment de l’introduction du bourrelet saillant situé sous le module de toiture.
Une fois le réseau positionné dans son berceau, la gorge forme la partie femelle qui est l’emplacement pour recevoir le bourrelet saillant des modules.
Pour estimer la sensibilité de superalliages à base de nickel contenant du rhénium à la formation de ZRS, Walston (document US 5,270,123) a établi l’équation suivante :
(2) [ZRS(%)] 1/2 = 13,88 (%Re) + 4,10 (%W) – 7,07 (%Cr) – 2,94 (%Mo) – 0,33 (%Co) + 12,13
où ZRS(%) est le pourcentage linéique de ZRS dans le superalliage sous le revêtement et où les concentrations des éléments d’alliage sont en pourcentages atomiques.
Cette équation (2) a été obtenue par analyse par régression linéaire multiple à partir d’observations faites après vieillissement de 400 heures à 1093 °C (degré centigrade) d’échantillons de divers superalliages à base de nickel de la famille d’alliages René N6® sous un revêtement NiPtAl.
Ainsi, comme on peut le voir dans le Tableau 2, pour les superalliages des exemples Ex 1 à Ex 7, les valeurs du paramètre [ZRS(%)] 1/2 sont toutes significativement négatives et ces superalliages présentent donc une faible sensibilité à la formation de ZRS sous un revêtement NitPtAl, revêtement qui est souvent présent pour les applications d’abubes de turbine (aube tournante et/ou distributeur). Par contre, parmi les superalliages des exemples comparatifs, ceux des exemples comparatifs CEx 2 à CEx 4 présentent des valeurs positives du paramètre [ZRS(%)] 1/2 .
N o- Freckles P arameter (NFP)
Pour quantifier la sensibilité à la formation de grains parasites de type « Freckles » au cours de la solidification dirigée d’une pièce en superalliage, Konter (document US 5,888,451) a formulé l’équation suivante :
(3) NFP = [%Ta + 1,5 %Hf + 0,5 %Mo – 0,5% %Ti)]/[%W + 1,2 %Re)]
où %Ta, %Hf, ...%X sont les teneurs, exprimées en pourcentages massiques, des éléments du superalliage Ta, Hf, ..., X.
Pour éviter la formation de défauts de type « Freckles », le paramètre NFP doit être supérieur ou égal à 0,7. Une faible sensibilité à ce type de défaut est un paramètre important car cela implique un faible taux de rebut lié à ce défaut lors de la fabrication de pièces.
Comme on peut le voir dans le Tableau 2, les superalliages de chacun des exemples Ex 1 à Ex 7 présentent un paramètre NFP supérieur ou égal à 0,7, tandis que les superalliages commerciaux des exemples comparatifs CEx 1 à CEx 4 ont des sensibilités à la formation de ce type de défauts clairement supérieures.
Le coût au kilogramme des superalliages Ex 1 à Ex 7 et CEx 1 à CEx 7 est calculé sur base de la composition du superalliage et des coûts de chaque composé (mise à jour avril 2020). Ce coût est donné à titre indicatif.
Le coût comparativement élevé des alliages Ex 1 à Ex 7 est largement dû aux additions conséquentes de l’élément platine. Ces coûts sont ainsi situés entre ceux des alliages CEx 6/7 et CEx 5, respectivement deux fois moins et deux fois plus chargés en platine. Les coûts des alliages de l’invention sont ainsi plus élevés que ceux des alliages commerciaux CEx 1 à CEx 4. Cependant, les caractéristiques des alliages Ex 1 à Ex 7 peuvent permettre de réduire les additions de platine dans les revêtements métalliques de type NiPtAl par rapport aux alliages commerciaux, de sorte que l’économie de platine dans les revêtements surpasse le coût de l’ajout de platine dans les proportions considérées dans les alliages de l’invention. En outre, la réduction des additions de platine dans les revêtements limiterait les coûts de réparation des composants revêtus.
Masse volumique (g/cm 3 ) [ZRS(%)] 1/2 NFP Coût ($/kg) Ex 1 8,92 -25 0,85 1124 Ex 2 8,94 -18 0,79 1137 Ex 3 8,89 -25 0,88 1125 Ex 4 8,92 -19 0,82 1138 Ex 5 9,01 -12 0,84 1151 Ex 6 9,01 -26 1,01 1246 Ex 7 8,96 -23 0,83 1259 CEx 1 8,70 -24 0,67 135 CEx 2 8,92 8 0,68 180 CEx 3 9,04 28 0,65 215 CEx 4 8,95 3 0,65 201 CEx 5 8,96 -26 1,12 2010 CEx 6 8,82 -34 1,24 562 CEx 7 8,89 -18 0,90 612
Avantageusement, si l’état indique que le véhicule est en virage, la vitesse volant maximum est au moins égale à la plus grande valeur de la vitesse volant maximum déterminée en ligne droite.
En cas de consigne de pilotage erroné dudit véhicule autonome, l’invention permet d’avoir une saturation différente selon la situation de roulage, en ligne droite et virage. Cela permet d’avoir une plus forte saturation de la dynamique du véhicule en ligne droite.
Avantageusement, lorsque la vitesse longitudinale est inférieure à un premier seuil, par exemple 30 à km/h, la vitesse volant maximum est égale à une constante.
Avantageusement, la détermination de la vitesse volant maximum est obtenue à partir d’une table liant une vitesse longitudinale à une vitesse d’angle volant maximum.
Avantageusement, la détermination de la vitesse volant maximum est obtenue à partir d’un modèle de la dynamique du véhicule.
illustre schématiquement un procédé de saturation d’une consigne de variation d’angle volant, selon un exemple particulier de réalisation de la présente invention.
La méthode CALPHAD a été utilisée pour calculer la température de solvus de la phase γ’ à l’équilibre.
Comme on peut le constater dans le Tableau 3, les superalliages Ex 1 à Ex 7 présentent une température de solvus γ’ supérieure à 1320 °C.
Température de solidus
La méthode CALPHAD a été utilisée pour calculer les températures de solidus des superalliages Ex 1 à Ex 7 et CEx 1 à CEx 7.
Intervalle de traitement thermique ( Δ TTH)
La fabricabilité des alliages de l’invention a été également estimée à partir de la possibilité de remettre en solution industriellement les précipités de phase γ’ pour optimiser les propriétés mécaniques des alliages. L’intervalle entre la température de solvus de la phase γ’ à l’équilibre et la température de solidus à l’équilibre, telles qu’elles peuvent être calculées par la méthode CALPHAD, représente l’intervalle de traitement thermique ΔTTH des superalliages.
Contrairement au superalliage CEx 6 présentant un intervalle de traitement de seulement 2 °C, et au superalliage CEx 5 présentant un intervalle de traitement même négatif (donc inexistant en pratique), la présence de fortes teneurs en rhénium et en platine ne réduit pas excessivement les intervalles de traitement des superalliages Ex 1 à Ex 7. Contrairement aux superalliages expérimentaux CEx5 et CEx 6, ainsi qu’au superalliage commercial CEx 3, qui est caractérisé par une fenêtre nulle témoignant de difficultés pour remettre la phase γ’ en solution, les superalliages Ex 1 à Ex 7 possèdent des fenêtres de traitement thermique toujours supérieures à 12 °C, ce qui est en principe compatible avec l’utilisation de fours industriels pour ce traitement thermique. Le traitement thermique de remise en solution devrait donc être assuré pour les superalliages Ex 1 à Ex 7, de manière similaire aux superalliages commerciaux CEx 1, CEx 2, CEx 4 et à l’alliage expérimental CEx 7, et cela même avec des fours industriels avec une incertitude de, par exemple, +/- 5°C.
La méthode CALPHAD a été utilisée pour calculer la fraction molaire (en pourcentage molaire) de phase γ’ à l’équilibre dans les superalliages Ex 1 à Ex7 et CEx 1 à CEx 7 à 900 °C, 1100 °C et 1250 °C.
Comme on peut le constater dans le Tableau 3, Les alliages de l’invention (Ex 1 à Ex 7) ont des fractions de phase γ’ à très haute température (1250 °C) de 23 %mol ou plus, ce qui devrait assurer une forte tenue mécanique de l’alliage à ces températures. Les fractions de phase γ’ sont supérieures à celles des superalliages CEx 1 et CEx 4, et similaires à celles des superalliages CEx 2 et CEx 6 dont la tenue mécanique à haute température a été démontrée expérimentalement.
Bien que les alliages comparatifs CEx 3, CEx 5 et CEx 6 possèdent des fractions de phases γ’ égales ou plus importantes que les alliages de l’invention à 900, 1100 et 1250 °C, le maintien de ces hautes fractions se fait au détriment de la fenêtre de traitement thermique de remise en solution de la phase γ’.
Température de transformation (°C) Fraction molaire de phase γ’ (% mol) Solvus Solidus TTH 750 °C 1100 °C 1250 °C Ex 1 1330 1346 16 67 52 25 Ex 2 1333 1348 15 67 52 26 Ex 3 1333 1350 17 69 52 25 Ex 4 1336 1352 16 69 53 26 Ex 5 1341 1353 12 68 53 27 Ex 6 1328 1353 24 66 43 23 Ex 7 1333 1355 22 68 52 25 CEx 1 1294 1340 46 72 54 18 CEx 2 1325 1346 21 74 60 29 CEx 3 1383 1383 0 74 64 43 CEx 4 1286 1347 61 79 52 13 CEx 5 1341 1324 -17 76 63 41 CEx 6 1317 1319 2 73 59 27 CEx 7 1342 1367 25 70 57 30
Fraction molaire de phases autres que les phases γ et γ’
Les phases autres que les phases γ et γ’, comme par exemple les PTC, sont de manière générale jugées indésirables. Les PTC, fragiles, peuvent par exemple constituer des points d’amorçage de fissures et donc amoindrir la ductilité de l’alliage. Ces phases consomment également une partie des atomes des éléments d’addition, diminuant leur contribution au renforcement par solution solide des phases γ et γ’. Les fractions molaires totales (en pourcentage molaire) de ces phases précipitant dans les superalliages Ex 1 à Ex 7 et dans les superalliages de référence CEx 1 à CEx 7 à l'équilibre à 750, 900 et 1100 °C ont été calculées selon la méthode CALPHAD (voir Tableau 4). Les superalliages Ex 1 à Ex 7 ont des proportions de phases autres que γ et γ’ à 750 °C inférieures à celles de chacun des superalliages de référence CEx 1, CEx 2 et CEx 4 à CEx 6, ce qui traduit la forte stabilité de leur microstructure. Ces fractions à 900 °C demeurent faibles, et en particulier inférieures à celles prédites pour les superalliages de référence CEx 2, CEx 3 et CEx 5. Aucun alliage de l’invention ne possède de phase autre que les phases γ et γ’ à l’équilibre à 1100 °C, contrairement à l’alliage commercial CEx 3.
Activité du chrome dans la phase γ
Mais la conséquence est de scinder le réseau en de nombreuses parties, avec de trop nombreux raccords, ce qui est malheureusement constitutif d’un risque important de fuite du réseau sous la toiture et supprime un des avantages de fiabilité espérés.
En effet, une toiture ordinaire comporte des dizaines de raccords constituant autant de risques…
Une technique de surmoulage des raccords sur le réseau est possible et fiable, mais nécessite à la fois un outillage coûteux ; et une mise en œuvre délicate par la préfabrication des lignes de réseau sous toiture en usine.
Les bottes de réseaux montés avec des raccords terminaux ne sont pas transportables en couronne et nécessitent un transport à plat dans un semi-remorque, ce qui rend coûteux et délicat le transport, la manutention, et le stockage, et ce qui limite également la largeur des pans de toiture traités en une longueur.
Le risque de fuite persiste par le montage d’un des côtés des raccords vers les boucles latérales circulaires et ensuite vers les collecteurs, en effet, le montage sur le toit des raccords crée de trop nombreux risques de mauvaise réalisation de l’étanchéité.
Autre inconvénient, lors d’un excès de pression interne, le réseau spécifique fait ressortir la gorge et pousse les tuiles hors du support créant un désordre sur la toiture.
Solution technique Une autre approche permet de répondre à ces difficultés et rend enfin possible la réalisation de la captation thermique du rayonnement solaire, invisible, économique et efficient. La toiture selon l’invention permet la réalisation de la captation thermique du rayonnement solaire en remédiant à ces inconvénients.
Elle consiste en la réalisation d’une toiture d’apparence ordinaire en mettant en place une récupération thermique de la chaleur solaire et environnementale invisible de l’extérieur. Cette invention permet de résoudre les difficultés rencontrées avec les techniques précédentes.
Elle permet de conserver l’avantage d’un très bon contact entre le réseau caloporteur et les modules de toiture et de supprimer les trop nombreux raccords situés en bout des lignes de récupération et susceptibles de fuites.
Elle permet d’éviter les troubles sur la toiture comme l’expulsion des modules de toiture hors du support lors de l’augmentation excessive ou accidentelle de la pression dans le réseau.
Elle offre l’avantage d’utiliser des raccords circulaires du marché, peu coûteux et fiables, pour le raccordement terminal des réseaux vers les nourrices à l’instar de ce qui se pratique avec les planchers chauffants en polyéthylène réticulé.
En cas d’augmentation de pression dans le réseau caloporteur, celui-ci n’expulse pas les modules, mais participe à l’amélioration du contact par la compression latérale de l’interface de transmission thermique. Entre le réseau et les modules.
Description détaillée Ainsi la toiture selon l’invention comporte au moins un module de récupération thermique du rayonnement solaire.
Les modules de toiture qui reçoivent et transmettent le rayonnement solaire et comportent au moins un bourrelet saillant destiné à se placer latéralement au contact d’un ou de deux réseaux caloporteurs.
Les modules de toiture dont la fonction est de transmettre la chaleur vers le réseau caloporteur peuvent être réalisés dans de nombreux matériaux.
À titre d’exemples, non limitatifs, ces modules de toiture peuvent être réalisés en terre cuite, en zinc, en cuivre, en inox…
est un organigramme illustrant un procédé d’électroformage d’un composant selon divers aspects décrits dans la présente.
Les aspects de la présente divulgation concernent un système et un procédé pour l’électroformage d’un composant. Il sera compris que la divulgation peut présenter une applicabilité générale dans une variété d’applications, y compris que le composant électroformé peut être utilisé dans toutes applications industrielles, commerciales et résidentielles mobiles et non mobiles appropriées.
L’électroformage est un processus de fabrication additive où des pièces métalliques sont formées par le biais d’une réduction électrolytique d’ions métalliques sur la surface d’un mandrin ou d’une cathode. Dans un processus d’électroformage typique, un mandrin (cathode) et une anode sont immergés dans une solution d’électrolyte. Une couche métallique formant une épaisseur de pièce s’accumule sur la surface du mandrin au cours du temps lorsqu’un courant est établi entre les électrodes. Une fois que l’épaisseur de pièce souhaitée est atteinte, le mandrin peut être retiré par traitement mécanique, chimique ou thermique, en aboutissant à une pièce métallique indépendante. Dans un exemple, le mandrin peut être un matériau à bas point de fusion (également appelé « alliage fusible ») qui peut être coulé pour obtenir la forme du mandrin et par la suite mis en fusion pour une réutilisation à la suite de l’électroformage. D’autres options de mandrin comportent des cires conductrices et une matière plastique métallisée qui peuvent être formées par moulage par injection, fabrication additive ou analogues. Dans certains cas, un mandrin réutilisable peut également être utilisé.
L’électroformage est utilisé pour fabriquer des produits sur toute une plage d’industries, y compris les soins médicaux, l’électronique et l’aérospatial. Le processus de fabrication par électroformage offre plusieurs avantages, y compris que de tels processus sont efficients, précis, échelonnables et économiques. Cependant, des défis dus à des options de matériau limitées peuvent limiter une application plus large de cette technologie pour des composants structurels avancés. De ce fait, il subsiste un besoin de procédés améliorés de fabrication de composants électroformés, en particulier de composants structurels à haute performance.
Tel qu’utilisé dans la présente, le terme « électrodéposition » comportera tout processus pour la construction, la formation, la mise en croissance ou sinon la création d’une couche métallique sur un autre substrat ou une autre base. Des exemples non limitatifs d’électrodéposition peuvent comporter l’électroformage, le formage autocatalytique, l’électroplacage ou une combinaison de ceux-ci. Tandis qu’un processus d’électroformage est généralement décrit dans la présente, il sera compris que les aspects de la divulgation sont applicables à tous les processus d’électrodéposition.
Tel qu’utilisé dans la présente, le terme « anode non sacrificielle » fera référence à une anode inerte ou insoluble qui ne se dissout pas dans un fluide électrolytique lorsqu’elle est alimentée avec un courant provenant d’une source d’énergie, tandis que le terme « anode sacrificielle » fera référence à une anode active ou soluble qui peut se dissoudre dans un fluide électrolytique lorsqu’elle est alimentée avec un courant provenant d’une source d’énergie. Des exemples non limitatifs de matériaux d’anode non sacrificielle peuvent comporter le titane, l’or, l’argent, le platine et le rhodium. Des exemples non limitatifs de matériaux d’anode sacrificielle peuvent comporter le nickel, le cobalt, le cuivre, le fer, le tungstène, le zinc et le plomb. Il sera compris que divers alliages des métaux listés ci-dessus peuvent être utilisés comme anodes sacrificielles ou non sacrificielles.
Toutes les références directionnelles (par ex., radial, axial, proximal, distal, supérieur, inférieur, ascendant, descendant, gauche, droite, latéral, avant, arrière, dessus, fond, au-dessus, au-dessous, vertical, horizontal, horaire, antihoraire, amont, aval, derrière, etc.) sont uniquement utilisées à des fins d’identification pour aider à la compréhension par le lecteur de la présente divulgation, et ne créent pas de limitations, en particulier à propos de la position, de l’orientation ou de l’utilisation de la divulgation. Les références de liaison (par ex., fixé, couplé, relié et joint) doivent être interprétées largement et peuvent comporter des membres intermédiaires entre une collection d’éléments et un mouvement relatif entre éléments, sauf indication contraire. À ce titre, les références de liaison n’impliquent pas nécessairement que deux éléments soient directement reliés et en relation fixe l’un à l’autre. De plus, tel qu’utilisé dans la présente, « un ensemble » peut comporter tout nombre des éléments respectivement décrits, y compris un seul élément.
Les dessins à titre d’exemple sont à des fins d’illustration uniquement et les dimensions, les positions, l’ordre et les tailles relatives reflétés dans les dessins annexés à la présente peuvent varier.
La est une illustration schématique d’un système d’électroformage 1 de l’état antérieur de la technique. Une cuve d’électrodéposition 10 (ou « cuve 10 ») de l’état antérieur de la technique peut porter une unique solution de constituant métallique ou solution électrolytique 12 ayant des ions métalliques d’alliage. Au moins une électrode peut être ménagée dans la cuve. L’au moins une électrode peut comporter une anode 14 et une cathode 16. Un composant devant être électroformé peut former la cathode 16.
Une source d’énergie 18, qui peut comporter un dispositif de commande ou un module de dispositif de commande, peut se coupler électriquement à l’anode 14 et à la cathode 16 par des conduits électriques 20 pour former un circuit via la solution électrolytique conductrice 12. Facultativement, un commutateur 22 ou sous-dispositif de commande peut être compris le long des conduits électriques 20 entre la source d’énergie 18, l’anode 14 et la cathode 16. Au cours du fonctionnement, un courant peut être alimenté de l’anode 14 à la cathode 16 pour électroformer un corps au niveau de la cathode 16. L’alimentation du courant peut amener des ions métalliques provenant de l’unique solution de constituant métallique 12 à former une couche métallique sur le composant au niveau de la cathode 16.