INPI-France/Brevets-Francais-2024-Chunked huggingface dataset:
Le rapport Rmin/R1 est supérieur à 0,20, par exemple supérieur à 0,23 et inférieur ou égal à 0,26, par exemple supérieur à 0,23 et inférieur ou égal à 0,26 dans au moins un des étages de la turbine haute pression 7. Par exemple, ce rapport Rmin/R1 est supérieur à 0,20 et inférieur à 0,26, voire supérieur à 0,23 et inférieur ou égal à 0,26 dans la d'aubes mobiles (rotor) 7b de chaque étage de la turbine haute pression 7. Ainsi, dans le cas d’une turbine haute pression 7 biétage, le rapport Rmin/R1 est supérieur à 0,20 voire 0,23 pour la d'aubes mobiles 7b de chacun des deux étages de la turbine haute pression 7.
Optionnellement, afin de permettre au disque de turbine 26 de présenter un rapport Rmin/R1 supérieur à 0,20 voire supérieur à 0,26, l’épaisseur de l’anneau interne 29 du disque 26 peut être augmentée suivant la direction axiale. Cet épaississement de l’anneau interne 29 permet en effet d’améliorer la tenue mécanique du disque de turbine 26 vis-à-vis des efforts centrifuges, en augmentant la quantité de matière à proximité de l’axe de rotation X.
Dans une forme de réalisation, la surface interne 29a de l’anneau interne 29 du disque 26 de la turbine haute pression 7 peut être plastifiée localement par mise en compression afin d’augmenter sa résistance mécanique, notamment sa résistance aux efforts centrifuges. Cette plastification décale en effet la contrainte moyenne dans l’anneau interne 29 et augmente la durée de vie du disque 26 de la turbine haute pression 7. A cet effet, tout ou partie de la surface interne 29a de l’anneau interne 29 est déformée plastiquement pendant une durée prédéterminée. Par exemple, seule une zone critique 32 de la surface interne 29a est mise en compression, la zone critique 32 correspondant à la partie de la surface interne 29a susceptible d’être endommagée lors du chargement mécanique du rotor 7b de la turbine haute pression 7 (voir par exemple ).
Par exemple, tout ou partie de la surface interne 29a est déformée plastiquement par introduction en force d’une olive (c’est-à-dire un mandrin présentant des surfaces externes concaves dont un rayon de courbure est inférieur au rayon minimum Rmin de l’alésage et réalisée dans un matériau plus dur que l’anneau interne 29) dans l’alésage, par exemple à froid. Lors du retrait de l’olive, la matière autour de la zone critique 32, qui a été déformée élastiquement, reprend sa configuration initiale, ce qui met en compression la partie de la surface interne 29a qui a été déformée plastiquement par l’olive.
En variante, tout ou partie de la surface interne 29a peut être plastifiée localement par application d’un choc laser. Pour cela, une fine couche d’eau est appliquée sur une portion de la surface interne 29a de l’anneau interne 29 et un laser est appliqué sur la fine couche d’eau afin de créer une onde de choc, qui comprime localement la zone de la surface interne 29a qui se trouve en face de l’onde de choc ainsi créée (typiquement, au niveau de la zone critique 32). Cette zone de la surface interne 29a est alors plastifiée localement, alors que les parties de la surface interne 29a qui n’ont pas subi de choc laser restent élastiques. Le disque 26 est alors tourné autour de son axe et l’opération est répétée jusqu’à ce que toute la zone critique 32 de la surface interne 29a ait été traitée.
Un système propulsif 1 dont le rapport Rmin/R1 entre le rayon minimum Rmin et le rayon de moyeu R1 de la turbine haute pression 7 est supérieur à 0,20 voire 0,23 peut alors atteindre un taux de compression global, qui correspond au rapport de pression entre la pression en sortie du compresseur haute pression 5 et la pression en entrée du rotor de soufflante 9 (mesurée au niveau du pied du rotor de soufflante 9), supérieur ou égal à 40 et inférieur ou égal à 70, par exemple supérieur ou égal à 44 et inférieur ou égal à 55.
La vitesse de rotation de la turbine haute pression 7 peut alors être compris entre 15 000 tours par minute et 27 000 tours par minute. Lorsque la vitesse de rotation de la turbine haute pression (et donc de l’arbre haute pression 10) est comprise dans cet intervalle, le chargement mécanique des rotors 7b est acceptable pour la turbine haute pression 7.
Dans une forme de réalisation, le rayon moyen R m_a d’un alésage de la turbine haute pression 7 est au plus égal à : (1)
où : R m_a est exprimé en millimètres (mm) ; L HP est la longueur du corps haute pression, en millimètres (mm) ; E = 3,15 (mm.tr/min) -1 et F 1 = 23 millimètres (mm) ; et
XN est la vitesse limite de l’arbre basse pression, en tours par minute, qui correspond à la vitesse maximale absolue susceptible d’être rencontrée par l’arbre basse pression 11 durant tout le vol (selon le règlement de certification européen EASA CS-E 740 (ou selon le règlement de certification américain 14-CFR Part 33.87)). La vitesse limite correspond à la vitesse de rotation maximale lorsque le système propulsif est sain. Elle est donc susceptible d’être atteinte par l’arbre basse pression 11 en condition de vol. Cette vitesse limite fait partie des données déclarées dans la certification moteur (« type certificat data sheet » en anglais). En effet, cette vitesse de rotation est habituellement utilisée comme vitesse de référence pour le dimensionnement des systèmes propulsifs 1 et dans certains essais de certification (tels que les essais de pertes d’aube ou d’intégrité du rotor).
Le rayon moyen R m_a de l’alésage de la turbine haute pression 7 correspond à la distance, mesurée dans un plan normal à l’axe longitudinal X à mi-distance entre le bord d’attaque 28a et le bord de fuite 28b des aubes mobiles du rotor 7b le plus en amont de la turbine haute pression 7 (c’est-à-dire du rotor 7b du premier étage de la turbine haute pression 7), entre l’alésage du disque 26 du rotor 7b de la turbine haute pression 7 et l’axe de rotation X. L’alésage correspond ici à la face radialement interne du disque 26 du rotor 7b. Dans l’exemple de réalisation de la , l’alésage étant cylindrique de révolution, le rayon moyen de l’alésage R m_a est égal à son rayon minimum Rmin.
La longueur L HP du corps haute pression correspond à la distance entre une entrée du compresseur haute pression 5 et une sortie de la turbine haute pression 7. L’entrée du compresseur haute pression 5 correspond à la partie la plus en amont de la roue d'aubes mobiles 5b (rotor) la plus en amont du compresseur haute pression 5 (c’est-à-dire généralement le bord d’attaque 5c en pied d’aube du premier étage du compresseur haute pression 5). La sortie de la turbine haute pression 7 correspond à la partie la plus en aval de la roue d’aubes mobiles 7b (rotor) de la turbine haute pression 7 (c’est-à-dire généralement le bord de fuite 28b en pied d’aube du dernier étage de la turbine haute pression 7).
Comme indiqué plus haut, l’arbre basse pression 11 étant logé dans l’arbre haute pression 10, son diamètre est contraint par le rayon de moyeu R1 et le rayon moyen R m_a de l’alésage de la turbine haute pression 7. Or, comme cela a été détaillé plus haut, plus le diamètre de l’arbre basse pression 11 est grand, plus ses modes propres apparaissent à des vitesses de rotation élevées (ou, en d’autres termes, plus les modes de déformation de l’arbre sont décalés vers les hautes fréquences). La formule (1) permet ainsi d’obtenir un compromis entre un rayon moyen d’alésage de la turbine haute pression 7 de petit diamètre - ce qui permet d’améliorer le taux de compression global du système propulsif et son taux de dilution BPR - tout en maîtrisant la supercriticité de l’arbre basse pression 11.
En effet, la fréquence de déformation de l’arbre basse pression 11 est proportionnelle au rapport entre le diamètre de l’arbre basse pression 11 et à la distance au carré entre les paliers 11a-11c de l’arbre basse pression 11. Ainsi, plus les paliers 11a-11c supportant l’arbre basse pression 11 sont éloignés, plus la fréquence de déformation (et donc les modes de déformation) de l’arbre basse pression 11 est basse. Or, la position des paliers 11a-11c de l’arbre basse pression 11 dépend de la longueur L HP du corps haute pression. En définissant le rayon moyen R m_a de l’alésage de la turbine haute pression 7 en fonction de la longueur L HP du corps haute pression (qui est formé du compresseur haute pression 5 et de la turbine haute pression 7), le comportement dynamique de l’arbre basse pression 11 peut donc être mieux maîtrisé.
le système d’échange de chaleur est agencé pour transférer entre 200 et 600 kJ/m 3 de la chaleur de l’huile au carburant (avant que le carburant atteigne la chambre de combustion) aux conditions de croisière.
En outre, n’importe quelle caractéristique ou toutes les caractéristiques des premier et deuxième aspects peuvent être utilisées conjointement avec celles des troisième et quatrième aspects.
Le transfert de chaleur au carburant à partir de l’huile aux conditions de croisière peut être utilisé pour contrôler la température d’huile à l’entrée du réducteur.
Le moteur à turbine à gaz peut comprendre en outre un réducteur auxiliaire. L’huile du système de lubrification à remise en circulation peut être agencée pour refroidir le réducteur auxiliaire, augmentant ainsi en température.
Le moteur à turbine à gaz peut comprendre en outre une ou plusieurs chambres de palier. L’huile dans le système de lubrification à remise en circulation peut être agencée pour refroidir la ou les chambres de palier, augmentant ainsi en température.
Le transfert de chaleur est mesuré par mètre cube de carburant à l’entrée de la chambre de combustion. La quantité de chaleur transférée au carburant peut donc être calculée en fonction d’une température de carburant à l’approche ou l’entrée dans la chambre de combustion par comparaison avec une température de carburant dans un réservoir de carburant de l’aéronef. Toute remise en circulation à travers, ou contournement, d’un échangeur de chaleur peut donc être comptabilisée.
Le moteur à turbine à gaz peut donc être utilisé pour mettre en œuvre le procédé du cinquième aspect, et peut offrir les mêmes effets techniques et avantages.
Il est envisagé que toutes les caractéristiques décrites pour le cinquième ou sixième aspect puissent également s’appliquer à l’autre du cinquième ou du sixième aspect.
Aux conditions de croisière, et pour tous les aspects décrits ici, l’écoulement d’huile entrant dans n’importe lequel des échangeurs de chaleur carburant-huile peut avoir une température moyenne plus élevée que l’écoulement de carburant entrant dans le même échangeur de chaleur carburant-huile. De cette manière, l’énergie thermique peut être transférée de l’écoulement d’huile vers l’écoulement de carburant s’écoulant à travers le ou les échangeurs de chaleur carburant-huile dans des conditions de croisière. Ainsi, l’huile sortant de chaque échangeur de chaleur peut avoir une température plus basse que l’huile entrant dans cet échangeur de chaleur dans des conditions de croisière.
Comme indiqué ailleurs ici, la présente description peut s’appliquer à une quelconque configuration pertinente d’un moteur à turbine à gaz. Un tel moteur à turbine à gaz peut être, par exemple, un moteur à turbine à gaz à double flux, un moteur à turbine à gaz à rotor ouvert (dans lequel l’hélice n’est pas entourée par une nacelle), un moteur à turbopropulseur ou un turboréacteur. Un tel moteur quelconque peut être ou non pourvu d’un post-brûleur. Un tel moteur à turbine à gaz peut être, par exemple, conçu pour des applications de génération de puissance terrestre ou marine.
Un moteur à turbine à gaz conformément à un aspect quelconque de la présente description peut comprendre un cœur de moteur comprenant une turbine, une chambre de combustion, un compresseur, et un arbre de cœur raccordant la turbine au compresseur. Un tel moteur à turbine à gaz peut comprendre une soufflante (ayant des aubes de soufflante). Une telle soufflante peut être située en amont du cœur de moteur. En variante, dans certains exemples, le moteur à turbine à gaz peut comprendre une soufflante située en aval du cœur de moteur, par exemple où le moteur à turbine à gaz est un moteur à rotor ouvert ou un à turbopropulseur (auquel cas la soufflante peut être dénommée hélice).
Lorsque le moteur à turbine à gaz est un moteur à rotor ouvert ou à turbopropulseur, le moteur à turbine à gaz peut comprendre deux étages d’hélice contrarotatifs fixés à et entraînés par une turbine de puissance libre par l’intermédiaire d’un arbre. Les hélices peuvent tourner dans des sens opposés de sorte que l’un tourne dans le sens horaire et l’autre dans le sens anti-horaire autour de l’axe de rotation du moteur. En variante, le moteur à turbine à gaz peut comprendre un étage d’hélice et un étage d’aubes directrices conçu en aval de l’étage d’hélice. L’étage d’aubes directrices peut être à pas variable. Ainsi, les turbines à haute pression, à pression intermédiaire et à puissance libre peuvent respectivement entraîner des hélices et des compresseurs à pression élevée et intermédiaire par des arbres d’interconnexion appropriés. Ainsi, les hélices peuvent fournir la majorité de la poussée de propulsion.
Dans le cas où le moteur à turbine à gaz est un moteur à rotor ouvert ou à turbopropulseur, un ou plusieurs parmi les étages d’hélice peuvent être entraînés par un réducteur. Le réducteur peut être du type décrit ici.
Un moteur selon la présente description peut être un turboréacteur à double flux. Un tel moteur peut être un turboréacteur à double flux à entraînement direct dans lequel la soufflante est directement reliée à la turbine d’entraînement de soufflante, par exemple sans réducteur, par l’intermédiaire d’un arbre de cœur. Dans un tel moteur à double flux à entraînement direct, la soufflante peut être dite rotative à la même vitesse de rotation que la turbine d’entraînement de soufflante. Strictement à titre d’exemple, la turbine d’entraînement de soufflante peut être une première turbine, l’arbre de cœur peut être un premier arbre de cœur, et le moteur à turbine à gaz peut comprendre en outre une seconde turbine et un deuxième arbre de cœur reliant la seconde turbine au compresseur. La seconde turbine, le compresseur et le deuxième arbre de cœur peuvent être agencés pour tourner à une vitesse de rotation plus élevée que le premier arbre de cœur. Dans un tel agencement, la seconde turbine peut être positionnée axialement en amont de la première turbine.
Un moteur selon la présente description peut être un turboréacteur à double flux à engrenages. Dans un tel agencement, le moteur a une soufflante qui est entraînée par l’intermédiaire d’un réducteur. En conséquence, un tel moteur à turbine à gaz peut comprendre un réducteur qui reçoit une entrée de l’arbre de cœur et délivre un entraînement à la soufflante de manière à entraîner la soufflante à une vitesse de rotation inférieure à celle de l’arbre de cœur. L'entrée vers le réducteur peut être directement à partir de l'arbre de cœur, ou indirectement à partir de l'arbre de cœur, par exemple par l'intermédiaire d'un arbre et/ou engrenage droits. L'arbre de cœur peut solidariser la turbine et le compresseur, de telle sorte que la turbine et le compresseur tournent à la même vitesse (avec la soufflante tournant à une vitesse plus basse).
- soit par interpolation, lorsque ladite couche du deuxième ensemble 22 est disposée entre au moins deux couches du premier ensemble 21. Selon l’exemple illustré sur la , c’est le cas pour les couches 3, 4, 6 et 7 ;
- soit par extrapolation, lorsque ladite couche du deuxième ensemble 22 est disposée verticalement au-dessus de la couche la plus élevée du premier ensemble 21, ou verticalement en-dessous de la couche la plus basse du premier ensemble. Selon l’exemple illustré sur la , c’est le cas pour les couches 1, 9 et 10.
Selon une mise en œuvre du procédé, l’interpolation et/ou l’extrapolation est une interpolation et/ou extrapolation linéaire. Alternativement, on pourra prévoir une interpolation et/ou extrapolation polynomiale, ou tout autre type d’interpolation et/ou d’extrapolation.
Comme mentionné précédemment, selon une mise en œuvre, le procédé proposé comprend une phase de calibration du coefficient k présenté dans l’équation 5. Cette phase de calibration est réalisée suite aux étapes de mesure d’une température de la peau 11 et de détermination d’une température de l’eau contenue dans la cavité interne de la cuve 11 du procédé. Pour cette phase, il est nécessaire d’obtenir une température T ECS de l’eau chaude sortant du chauffe-eau 1 par la sortie d’eau 2.
À cet effet, on peut prévoir une sonde d’eau sortante 7 le long de la sortie d’eau 2 afin de mesurer cette température T ECS . On obtient ainsi une estimation précise de la température de l’eau sortant du chauffe-eau 1.
La phase de calibration comprend les étapes successives suivantes :
- une détection d’un état chargé du chauffe-eau ;
- une détection d’un soutirage d’eau. Lors d’un soutirage d’eau, la température de l’eau sortant du chauffe-eau augmente brutalement . On définit une température seuil T seuil , par exemple mais non limitativement de 40° C, au-delà de laquelle l’eau est considérée comme chaude. Ainsi, un soutirage d’eau est détecté lorsque l’eau augmente brutalement de sorte à passer à une température supérieure à la température seuil T seuil , par exemple mais non limitativement en moins de 30 secondes ;
- une obtention de la température T ECS d’eau chaude sanitaire sortante mesurée par la sonde 7, selon l’une des deux mises en œuvre définies ci-avant ;
- une initiation d’un enregistrement des températures Tp e mesurées par chaque capteur 5, et de la température T air mesurée par la sonde 6 de l’air ambiant autour du chauffe-eau 1 ;
- un calcul, pour chaque capteur, d’un coefficient k au moyen de l’équation 5.
Lorsque l’utilisation d’une sonde d’eau sortante 7 est prévue pour mesurer la température T ECS d’eau sortante, il est possible de renouveler régulièrement la phase de calibration, par exemple une fois par mois, de sorte à mettre à jour le coefficient k, la température T ECS de l’eau sortante pouvant varier au cours du temps. On s’assure ainsi d’avoir, à tout instant, une estimation précise du coefficient k malgré de telles variations.
Selon une mise en œuvre du procédé, on connaît, préalablement à la phase de calibration, un temps minimum nécessaire au chargement du chauffe-eau 1, par exemple suite à la réalisation d’essais. On détecte alors un état chargé du chauffe-eau 1 lorsque le temps écoulé depuis l’initiation du chargement excède ce temps minimum nécessaire. Cette mise en œuvre permet notamment la détection d’un état chargé du chauffe-eau 1 lorsqu’un unique capteur 5 est placé sur la surface externe de la peau 11.
Alternativement, et uniquement lorsqu’au moins deux capteurs 5 ont été placés sur la surface externe de la peau 11, on peut définir un écart maximal de température mesurée, de sorte que toute différence entre deux températures Tp e mesurées par deux capteurs quelconques soit inférieure à cet écart maximal prédéfini. En effet, lorsque le chauffe-eau est dans son état intégralement chargé, les températures Tp e mesurées par les différents capteurs sont nécessairement proches.
L’invention concerne en outre un procédé d’estimation d’un volume d’eau chaude sanitaire V T contenue dans un chauffe-eau 1 contenant un volume total d’eau. Selon une convention connue de l’homme du métier, il est commun de définir un tel volume d’eau chaude comme étant le volume total d’eau dont la température est supérieure à une valeur seuil T seuil prédéfinie. Dans l’état chargé du chauffe-eau 1, ce volume d’eau chaude V T est équivalent ou supérieur au volume total contenu dans le chauffe-eau 1.
Le procédé d’estimation d’un volume d’eau chaude sanitaire comprend une première étape de mise en œuvre du procédé d’estimation de température défini précédemment, de sorte à estimer une valeur de température T i de l’eau dans une pluralité de couches horizontales du volume total contenu dans le chauffe-eau. Ainsi, certaines couches auront une température T i estimée supérieure ou égale à la valeur seuil T seuil , et d’autres couches auront une température T i estimée inférieure à la valeur seuil T seuil .
Le rotor de soufflante 9 est découplé de l’arbre basse pression 11 à l’aide d’un mécanisme de réduction 19, placé entre une extrémité amont de l’arbre basse pression 11 et le rotor de soufflante 9, afin d’optimiser indépendamment leur vitesse de rotation respective. Dans ce cas, le système propulsif 1 comprend en outre un arbre supplémentaire, dit arbre de soufflante 20. L’arbre basse pression 11 raccorde la turbine haute pression 8 à une entrée du mécanisme de réduction 19 tandis que l’arbre de soufflante 20 raccorde la sortie du mécanisme de réduction 19 au rotor de soufflante 9. Le rotor de soufflante 9 est donc entrainé par l’arbre basse pression 11 par l’intermédiaire du mécanisme de réduction 19 et de l’arbre de soufflante 20 à une vitesse de rotation inférieure à la vitesse de rotation de la turbine haute pression 8.
Ce découplage permet de réduire la vitesse de rotation et le rapport de pression du rotor de soufflante 9 et d’augmenter la puissance extraite par la turbine haute pression 8. En effet, l’efficacité globale des systèmes propulsifs est conditionnée au premier ordre par le rendement propulsif, qui est favorablement influencé par une minimisation de la variation d’énergie cinétique de l’air à la traversée du système propulsif 1. Dans un système propulsif 1 à taux de dilution élevé, l’essentiel du débit générant l’effort propulsif est constitué par le flux d’air secondaire F2 du système propulsif 1, l’énergie cinétique du flux d’air secondaire F2 étant majoritairement affectée par la compression que subit le flux d’air secondaire F2 lors de la traversée de la section de soufflante 2. Le rendement propulsif et le rapport de pression de la section de soufflante 2 sont donc liés : plus le rapport de pression de la section de soufflante 2 est faible, meilleur sera le rendement propulsif. Afin d’optimiser le rendement propulsif du système propulsif 1, le rapport de pression de la soufflante, qui correspond au rapport entre la pression moyenne en sortie du stator de soufflante 17 (ou, en l’absence de stator, du rotor de soufflante 9) et la pression moyenne en entrée du rotor de soufflante 9, est inférieur ou égal à 1,70, par exemple inférieur ou égal à 1,50, par exemple compris entre 1,05 et 1,45. Les pressions moyennes sont mesurées ici sur la hauteur de l’aube 14 (de la surface qui délimite radialement à l’intérieur la veine d’écoulement en entrée du rotor de soufflante 9 au sommet 21 de l’aube de soufflante 14).
Une section de soufflante 2 carénée comprend un rotor de soufflante 9 s’étendant en amont d’un stator de soufflante. Les aubes du stator de soufflante sont alors généralement dénommées aubes de sortie ( « Outlet Guide Vane » ou « OGV » en anglais) et présentent un calage fixe par rapport au moyeu du stator de soufflante. Par ailleurs, la vitesse périphérique au sommet 21 des aubes du rotor de soufflante 9 peut par ailleurs être comprise entre 260 m/s et 400 m/s. Les aubes 14 du rotor de soufflante 9 peuvent être fixes ou présenter un calage variable.
La suppression du carénage autour de la section de soufflante 2 permet d’augmenter le taux de dilution de façon très importante sans que le système propulsif 1 ne soit pénalisé par la masse des carters ou nacelles destinés à entourer la section de soufflante 2. La vitesse périphérique au sommet 21 des aubes 14 du ou des rotor(s) de soufflante 9 peut par ailleurs être comprise entre 210 m/s et 260 m/s.