INPI-France/Brevets-Francais-2024-Chunked huggingface dataset:
Par ailleurs, il peut arriver qu’une membrane de cuisson souffre d’une fuite qui est suffisante pour provoquer des dommages au bandage, notamment en laissant s’échapper suffisamment de fluide de gonflage pour provoquer une décohésion des couches constitutives du bandage, mais qui est néanmoins trop petite pour être détectée directement au niveau de l’installation de cuisson. En pareille situation, la défaillance de l’installation de cuisson peut ne se révéler que bien plus tardivement, soit directement sur l’installation de cuisson elle-même, lorsque la fuite provoque finalement une déchirure bien visible de la membrane de cuisson, soit indirectement, en aval de l’installation de cuisson, lorsque l’on constate, au niveau d’une installation de contrôle de la qualité des bandages finis, que les bandages issus de l’installation de cuisson présentent des défauts. Or, une conséquence préjudiciable du caractère tardif de la détection du défaut de la membrane est que l’installation de cuisson est susceptible de produire, pendant le laps de temps qui sépare l’apparition de la fuite de la détection du défaut, tout un lot de bandages défectueux, avant que la fuite de la membrane de cuisson ne soit finalement diagnostiquée et la membrane défectueuse remplacée. Il en résulte bien entendu un gaspillage de matières premières et d’énergie, et donc une perte de rendement industriel.
Les objets assignés à l’invention visent par conséquent à remédier aux inconvénients susmentionnés et proposer un nouveau procédé permettant de détecter des fuites au sein d’une installation de cuisson de bandages, et plus particulièrement de détecter des fuites affectant une membrane de cuisson, de façon particulièrement fiable et précoce, même lorsque ces fuites résultent de petite perforations de la membrane de cuisson, et ce de façon rapide, afin d’avoir le plus faible impact possible sur le temps utile de ladite installation de cuisson.
Les objets assignés à l’invention sont atteints au moyen d’un procédé de détection de fuite destiné à détecter une fuite au sein d’une installation de cuisson permettant de cuire des bandages, ladite installation comprenant : - un moule qui est agencé pour adopter alternativement une configuration de fermeture, dans laquelle la paroi interne dudit moule, qui correspond à l’empreinte en négatif du bandage, délimite une cavité de moulage et permet une opération de cuisson dudit bandage, et une configuration d’ouverture qui permet d’extraire, après l’opération de cuisson, un bandage cuit dudit moule et de le remplacer par un bandage cru, - une membrane de cuisson dont la surface interne délimite une chambre de gonflage permettant de gonfler la membrane de cuisson, et dont la surface externe est agencée pour, durant l’opération de cuisson, et sous l’action d’une pression dite « pression de cuisson » qui est appliquée dans la chambre de gonflage, venir en appui contre la surface interne du bandage afin de presser le bandage contre la paroi interne du moule, - un circuit de gonflage qui comprend au moins une vanne d’admission permettant d’introduire à l’intérieur de la membrane de cuisson, dans la chambre de gonflage, un fluide de gonflage sous pression afin de gonfler la membrane de cuisson, - un dispositif de mesure de pression agencé pour mesurer la pression dite « pression interne », qui règne à l’intérieur de la membrane de cuisson, dans la chambre de gonflage, ledit procédé comprenant : - une étape (S100) d’ouverture du moule, au cours de laquelle, après avoir dégonflé la membrane de cuisson, on place le moule en configuration d’ouverture, - une étape (S200) de test qui comprend : une sous-étape (S201) de regonflage partiel, au cours de laquelle, tandis que le moule se trouve en configuration d’ouverture, on commande l’ouverture de la vanne d’admission afin d’introduire du fluide de gonflage dans la chambre de gonflage pour augmenter la pression interne qui règne dans ladite chambre de gonflage et ainsi provoquer un regonflage de la membrane de cuisson, tout en mesurant ladite pression interne régnant dans ladite chambre de gonflage au moyen du dispositif de mesure de pression, puis une sous-étape (S202) de stabilisation que l’on déclenche lorsque la pression interne régnant dans la chambre de gonflage atteint un seuil prédéterminé, dit « pression de test », qui est choisi inférieur à la pression de cuisson, et selon laquelle d’une part on isole la chambre de gonflage en commandant la fermeture de la vanne d’admission, et d’autre part on applique une temporisation d’une durée prédéterminée, dite « période de temporisation », et, au terme de ladite période de temporisation, on mesure la valeur dite « pression de référence » de la pression interne qui règne dans la chambre de gonflage , puis une sous-étape (S203) d’observation, au cours de laquelle on observe comment évolue la pression interne régnant dans la chambre de gonflage sur une durée prédéterminée dite « période d’observation » (d_203), afin d’identifier une évolution de la pression interne, par rapport à la pression de référence, qui soit représentative d’une situation de fuite.
Avantageusement, la mise en place d’une temporisation selon l’invention, déclenchée au moment où l’on atteint la pression de test choisie et l’on ordonne la fermeture de la vanne d’admission, permet d’assurer une certaine stabilisation du système, et ainsi d’éliminer les phénomènes transitoires qui occasionnent des variations de pression susceptibles de perturber la détection d’une fuite. Ces phénomènes transitoires peuvent notamment être liés : - à l’inertie de la vanne d’admission, laquelle inertie est susceptible de provoquer un dépassement (« overshoot ») de la valeur de pression interne effective par rapport à la pression de test choisie, et ce d’autant que l’augmentation de la pression interne lors de la phase de regonflage présente généralement une dynamique particulièrement rapide, et/ou - à d’éventuelles oscillations de pression liées aux réactions mécaniques de la vanne d’admission, à la compressibilité du fluide de gonflage et/ou au comportement élastique ou visco-élastique de la membrane de cuisson.
Ainsi, l’invention permet de procéder à la détection d’une variation de pression indicative d’une fuite de façon très fine, postérieurement à l’atténuation voire à l’extinction des éventuels phénomènes perturbateurs transitoires. L’éventuelle amplitude résiduelle desdits éventuels phénomènes perturbateurs transitoires est par conséquent suffisamment faible, voire nulle, au moment où s’effectue la mesure de la pression de référence à l’issue de la phase de temporisation/stabilisation, puis ensuite pendant la phase d’observation proprement dite, de sorte que ladite éventuelle amplitude résiduelle des phénomènes perturbateurs transitoires d’une part ne fausse pas la valeur de la pression de référence, et d’autre part ne masque pas la détection d’une variation de pression, même faible, qui est effectivement imputable à une fuite. Le procédé de détection de fuite selon l’invention présente ainsi une fiabilité et une sensibilité bien supérieures à celles des procédés connus.
Grâce à cette sensibilité accrue, le procédé selon l’invention permet avantageusement de détecter très tôt une fuite de faible importance, bien avant que celle-ci ne présente un risque réel d’endommagement des bandages ou de déchirure de la membrane de cuisson.
En outre, avantageusement, la maitrise des durées respective de temporisation puis d’observation, qui restent relativement réduites au regard du temps de cycle de cuisson et notamment au regard du temps nécessaire pour extraire le bandage cuit du moule et placer un nouveau bandage cru dans ledit moule pour engager un nouveau cycle de cuisson, permet de réaliser un test d’étanchéité de façon rapide. Ainsi, la mise en œuvre du procédé de détection de fuite selon l’invention immobilise peu, voire pas, l’installation de cuisson, et n’a que peu, voire pas, de conséquences néfastes sur le temps utile de ladite installation de cuisson, et donc sur le temps de cycle de cuisson moyen, considéré sur plusieurs opérations successives.
Du reste, on remarquera que le gain de fiabilité apporté par le procédé selon l’invention permet de réduire significativement l’occurrence de fuites dommageables aux bandages, et ainsi de limiter sur le long terme le taux de bandages rendus non conformes par de telles fuites, ce qui compense amplement, en termes de rendement industriel, un éventuel léger allongement du temps de cycle de cuisson moyen.
Enfin, avantageusement, tel que cela sera détaillé ci-après, le procédé selon l’invention permet de vérifier, en un seul et même test, l’étanchéité de la membrane de cuisson et le bon fonctionnement de la vanne d’admission.
La illustre, selon une vue en coupe dans un plan contenant l’axe central du moule, ici un plan vertical, un moule de cuisson en configuration de fermeture, pendant une opération de cuisson, la membrane de cuisson, ici représentée en pointillés, étant placée sous la pression de cuisson et pressant le bandage contre la paroi interne du moule.
Également, le fait que le dispositif d’éclairage nécessite, pour la lentille primaire, l’utilisation d’un seul dioptre de sortie permet de s’affranchir des pertes de luminosité, résultantes des difficultés de réaliser un alignement des différents éléments optiques du dispositif et de coordonner le réglage séparé de deux dioptres de sortie.
Un autre aspect concerne un véhicule équipé d’au moins un dispositif d’éclairage.
La représente une vue en coupe selon le deuxième plan p2 du dispositif d’éclairage selon l’invention.
La représente un mode de réalisation de l’invention particulier dans lequel le deuxième dioptre d’entrée est incliné.
La représente une configuration de la première surface de réflexion selon un mode de réalisation particulier ainsi que son agencement par rapport à l’ensemble de sources lumineuses et aux collimateurs dans un plan perpendiculaire au deuxième plan p2 passant par la première surface de réflexion.
Selon un exemple, le dispositif d’éclairage comprend une troisième surface de réflexion 8, la troisième surface de réflexion 8 étant configurée de manière que des rayons lumineux issus de l’ensemble de sources lumineuses 1 se réfléchissent sur la troisième surface de réflexion 8 après leur réflexion sur la première surface de réflexion 6 et avant leur réflexion sur la deuxième surface de réflexion 7.
L’agencement de cette troisième surface de réflexion 8 permet, avec un effet de plieuse, de prendre en compte au sein de l’éclairage résultant final le maximum des rayons lumineux provenant de l’ensemble de sources lumineuses 1.
Le positionnement de cette troisième surface de réflexion 8 permet d’obtenir un éclairage (après le passage des deux lentilles) dans une zone positionnée en hauteur par rapport à l’éclairage obtenu grâce aux rayons lumineux se réfléchissant uniquement sur la deuxième surface de réflexion 7.
Selon un exemple, la troisième surface de réflexion 8 est au moins en partie formée par le deuxième dioptre d’entrée 5.
Grâce à cette configuration, la troisième surface de réflexion 8 et le deuxième dioptre d’entrée 5 sont sur le même plan, conduisant ainsi les rayons lumineux à se réfléchir sur la deuxième surface de réflexion 7 après avoir été réfléchi sur la troisième surface de réflexion 8. Cette configuration permet également une simplification du dispositif d’éclairage.
Selon un exemple, le deuxième dioptre d’entrée 5 est incliné par rapport au premier plan p1.
Cette configuration permet d’obtenir des répartitions de luminosité différentes et notamment plus ou moins orientées vers le haut ou le bas de la zone centrale éclairée.
Selon un exemple, le deuxième dioptre d’entrée 5 est incliné par rapport au premier plan p1 d’un angle compris entre 0 et 10° de sorte que l’angle entre la première surface de réflexion 6 et la troisième surface de réflexion 8 soit inférieur à l’angle entre la première surface de réflexion 6 et le premier plan p1.
De la sorte, la charge aérodynamique du compresseur haute pression 5 reste suffisamment faible pour assurer un rendement suffisant du compresseur haute pression 5, avec un encombrement radial du corps haute pression optimisé.
Le cas échéant, afin d’optimiser encore davantage les performances du système propulsif 1, en particulier son encombrement et sa dynamique d’ensemble, le rayon externe moyen R ext_5 du compresseur haute pression 5 peut respecter la formule suivante :
(3) où : D 9 est le diamètre du rotor de soufflante 9 en millimètres (mm), mesuré dans un plan normal à l’axe de rotation X au niveau d’une intersection entre un sommet 21 et un bord d’attaque 22 des aubes 14 du rotor de soufflante 9. A noter que les figures 1 et 2 étant des vues partielles, le diamètre D 9 n’est que partiellement visible ; BPR est le taux de dilution du système propulsif 1 ; T e est la température en entrée de la turbine basse pression 8, en degrés Celsius (°C) ; N est la vitesse de rotation de l’arbre haute pression 10, en tours par minute (tr/min) ; S 7 est une surface moyenne de la turbine haute pression 7, en millimètres carrés (mm²) ; et A = 1 (tr/min)².mm/°C et B = 8 977 (tr/min)²*mm².
La surface moyenne S 7 de la turbine haute pression 7 est égale à la moyenne arithmétique des surfaces de la veine d’écoulement à 50% de la corde au sommet 7e de tous les rotors 7b (roue d’aubes mobiles) de la turbine haute pression 7. La surface de la veine d’écoulement d’un rotor 7b donné de la turbine haute pression 7 est égale à π x (R ext_7 ² - R int_7 ²), ²), où R int_7 correspond au rayon interne moyen de la turbine haute pression 7. Le rayon interne moyen R int_7 de la turbine haute pression 7 est égal à la moyenne arithmétique des rayons internes R4 des rotors 7b (roues d’aubes mobiles) de la turbine haute pression 7. Dans un étage donné, le rayon interne R4 du rotor correspond à la distance entre l’axe de rotation X et la surface qui délimite radialement à l’intérieur la veine d’écoulement dans le rotor 7b, dans un plan passant par 50% de la corde au sommet 7e, de sorte que les rayons externe R3 et interne R4 sont mesurés dans un même plan.
Lorsque le rayon externe moyen R ext_5 respecte la formule (3), l’encombrement radial et longitudinal du compresseur haute pression 5 ainsi que la masse du compresseur haute pression 5 sont réduits, à performances similaires. En effet, la densité de puissance du compresseur haute pression 5 est proportionnelle au rapport entre le débit en entrée du compresseur basse pression 4 et la température T e en entrée de la turbine basse pression 8, sachant que le débit en entrée du compresseur basse pression 4 est fonction du taux de dilution BPR du système propulsif 1 et du diamètre D 9 du rotor de soufflante 9 (à iso rapport D/S, où S correspond à la section d’entrée du rotor de soufflante 9). Ainsi, en dimensionnant le rayon externe moyen R ext_5 en fonction du diamètre de soufflante D 9 et du taux de dilution BPR, il est possible de réduire le rayon externe moyen du compresseur haute pression 5 tout en garantissant que la densité puissance du compresseur haute pression 5 soit suffisante pour obtenir un système propulsif 1 efficace (et présente donc de bonnes performances énergétiques).
Le rayon externe moyen R ext_5 est également dimensionné en tenant compte de la charge mécanique de la turbine haute pression 7 (via la surface moyenne S 7 de la turbine haute pression 7), de sorte que la formule (1) permet à la fois de réduire l’encombrement et la masse du corps haute pression, sans pour autant pénaliser mécaniquement la turbine haute pression 7 ni affecter l’efficacité du système propulsif 1. La diminution de l’encombrement radial du compresseur haute pression 5 permet en outre de faciliter l’intégration du système propulsif 1 dans un aéronef 100 et de réduire sa trainée.
Cette optimisation du rayon externe moyen (R ext_5 ) du compresseur haute pression 5 peut notamment être obtenue en augmentant le taux de dilution BPR du système propulsif 1 et en réduisant le rapport de pression du rotor de soufflante 9, et donc en améliorant l’efficacité du système propulsif 1. Pour une section de soufflante 2 carénée, le taux de dilution BPR du système propulsif 1 peut alors être supérieur ou égal à 10, par exemple compris entre 10 et 35 inclus, par exemple entre 10 et 18 inclus. Le rapport de pression de soufflante peut en outre être compris entre 1,20 et 1,45. Pour une section de soufflante 2 non carénée, le taux de dilution BPR du système propulsif 1 peut être supérieur ou égal à 40, par exemple compris entre 40 et 80 inclus. Le rapport de pression de soufflante peut alors être compris par exemple entre 1,05 et 1,20.
Lorsque le rayon externe moyen (R ext_5 ) respecte la formule (3), la turbine haute pression 7 peut par ailleurs tourner à des vitesses de rotation (en tours par minute) suffisamment élevées (et à des chargement mécaniques acceptables) pour permettre au compresseur haute pression 5 d’atteindre une densité de puissance élevée et un taux de compression supérieur à 21 (en régime décollage) sans pour autant nécessiter d’augmenter le nombre d’étages dans le compresseur haute pression 5 (et en limitant ainsi son encombrement longitudinal). La vitesse de rotation de l’arbre haute pression 10 peut alors être compris entre 15 000 tours par minute et 27 000 tours par minutes. La turbine haute pression 7 est par exemple biétage et le compresseur haute pression 5 axial, le compresseur haute pression 5 pouvant comprendre au moins huit étages et au plus onze étages, par exemple neuf étages.
(4) où : C = 7 668 (tr/min)²*mm².
Lorsque le rayon externe moyen R ext_5 respecte en outre la formule (4), le compresseur haute pression 5 reste suffisamment grand pour réaliser la compression de l’air en entrée de la chambre de combustion 6 et participer ainsi au taux de compression global du système propulsif 1. De plus, la charge aérodynamique et les Mach dans la veine d’écoulement restent compatibles avec des objectifs de rendement et de l’opérabilité du compresseur haute pression 5.
Pour un compresseur haute pression 5 dont le rayon externe moyen R ext_5 respecte la formule (1) (et le cas échéant les formules (2), (3) et/ou (4)), le diamètre D 9 du rotor de soufflante peut alors être compris entre 2 032 mm (80 pouces) et 4 699 mm (185 pouces) inclus. Lorsque le rotor de soufflante 9 est caréné, le diamètre D 9 est par exemple compris entre 2 159 mm (85 pouces) et 3 048 mm (120 pouces) inclus, par exemple de l’ordre de 2 286 mm (90 pouces), ce qui permet d’intégration le système propulsif 1 de manière conventionnelle, en particulier sous l’aile d’un aéronef. Lorsque le rotor de soufflante 9 est non caréné, le diamètre D 9 est par exemple supérieur ou égal à 2 540 mm (100 pouces), par exemple entre 3 048 cm (120 pouces) et 3 962 mm (156 pouces).
Des corps haute pression respectant la formule (1) et le cas échéant les formules (2), (3) et/ou (4) peuvent comprendre un compresseur haute pression 5 présentant un rapport moyeu-tête en entrée du compresseur haute pression 5, qui correspond au rapport entre le rayon externe R1 du compresseur haute pression 5 et le rayon interne R2 du rotor 5b du compresseur haute pression 5, compris entre 0,41 et 0,60.
La section de soufflante 2 peut en outre comprendre un stator de soufflante 16, ou redresseur, qui comprend des aubes 17 montées sur un moyeu 18 du stator de soufflante 16 et ont pour fonction de redresser le flux d’air secondaire F2 qui s’écoule en sortie du rotor de soufflante 9. Les aubes 17 du stator de soufflante 18 peuvent être fixes par rapport au moyeu 18 ou présenter un calage variable. De manière similaire aux aubes 14 de rotor, le pied des aubes de stator 17 à calage variable est monté pivotant suivant un axe X de calage et est relié à un mécanisme de changement de pas 15a, qui est généralement distinct de celui du rotor de soufflante 9, le calage étant ajusté en fonction des phases de vol par le mécanisme de changement de pas.
Le mécanisme de réduction 19 peut comprendre par exemple un mécanisme de réduction 19 à train d’engrenage épicycloïdal, par exemple de type « épicycloïdal » ou de type « planétaire » selon la terminologie parfois rencontrée de l’homme du métier, monoétage ou biétage. Selon une première variante, le mécanisme de réduction 19 peut être du type planétaire (« star » en anglais) ( ) et comprendre un pignon solaire 19a (entrée du mécanisme de réduction 19), centré un axe X de rotation du mécanisme de réduction 19 (généralement confondu avec l’axe longitudinal X) et configuré pour être entrainé en rotation par l’arbre basse pression 11, une couronne 19b (sortie du mécanisme de réduction 19) coaxiale avec le pignon solaire 19a et configurée pour entrainer en rotation l’arbre de soufflante 20 autour de l’axe X de rotation, et une série de satellites 19c répartis circonférentiellement autour de l’axe X de rotation entre le pignon solaire 19a et la couronne 19b, chaque satellite 19c étant engrené intérieurement avec le pignon solaire 19a et extérieurement avec la couronne 19b. La série de satellites 19c est montée sur un porte-satellites 19d qui est fixe par rapport à une partie stator 19e du système propulsif 1, par exemple par rapport à un carter de la section de compresseur 4, 5. Selon une deuxième variante, le mécanisme de réduction 19 peut être de type « épicycloïdal » (« planetary » en anglais) ( ), auquel cas la couronne 19b est montée fixement sur la partie stator 19e du système propulsif 1 et l’arbre de soufflante 20 est entrainé en rotation par le porte-satellites 19d (qui est donc mobile en rotation par rapport à une partie stator 19 e du système propulsif 1, par exemple par rapport à un carter de la section de compresseur 4, 5).
La vitesse limite (« redline speed » en anglais) de l’arbre basse pression 11, qui correspond à la vitesse maximale absolue susceptible d’être rencontrée par l’arbre basse pression 11 durant tout le vol, est comprise entre 8500 tours par minute et 12000 tours par minute, par exemple entre 9000 tours par minute et 11000 tours par minute. 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 certificate 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).
La majorité de la poussée d’un système propulsif est générée par la section de soufflante 2. La poussée de la section de soufflante 2 peut notamment être améliorée grâce au découplage de l’arbre basse pression 11 et du rotor de soufflante 9, qui permet de réduire le rapport de pression de la soufflante et d’augmenter le taux de dilution du système propulsif. Elle peut également être améliorée en réduisant le rapport moyeu-tête du rotor de soufflante 9, qui correspond au rapport entre le rayon externe R e et le rayon interne R i du rotor de soufflante 9. Dans la mesure où l’augmentation du rayon externe Re du rotor de soufflante 9 a pour effet d’augmenter sa masse et sa trainée, il est préférable de réduire son rayon interne R i . Or, cette réduction est limitée par l’intégration des paliers qui supportent l’arbre de soufflante 20 et éventuellement d’un mécanisme de changement de pas 15. Enfin, l’augmentation de la poussée et du rapport moyeu-tête a pour conséquence, à iso-diamètre, d’augmenter le couple à appliquer par l’arbre de soufflante 20 sur le rotor de soufflante 9.