INPI-France/Brevets-Francais-2024-Chunked huggingface dataset:
Les enceintes de lubrification A à E contiennent des brouillards d’huile qui sont à des pressions P1. Pour éviter que ce brouillard d’huile sorte des enceintes de lubrification et polluent le reste de la turbomachine 10, des enceintes de pressurisation sont associées aux enceintes de lubrification. En pratique, les enceintes de pressurisation bordent les enceintes de lubrification, c’est-à-dire que les enceintes de pressurisation sont situées aux bornes ou aux extrémités des enceintes de lubrification, ces bornes ou extrémités comportant des joints d’étanchéité par exemple du type à labyrinthe. Les enceintes sont délimitées par des pièces fixes de stator et des pièces mobiles de rotor et ces joints assurent l’étanchéité des enceintes aux jonctions entre ces pièces, jonctions au niveau desquelles de l’huile est susceptible de fuir. Les enceintes de pressurisation sont en général délimitées par deux ou plus joints d’étanchéité par exemple à labyrinthe et sont alimentés en air comprimé de façon à ce qu’il règne dans ces enceintes de pressurisation une pression P2 qui est supérieure à la pression P1 des enceintes de lubrification.
La pression P2 étant supérieure P1, il y a des filets d’air qui passent de l’enceinte de pressurisation vers l’enceinte de lubrification, au travers des étanchéités, ces filets d’air limitant ainsi fortement les fuites d’huile au travers de ces étanchéités et permettant donc de retenir l’huile dans l’enceinte de lubrification. Il y a donc également une série d’enceintes de pressurisation dans la turbomachine 10, le long de l’axe X.
L’enceinte de lubrification A est bordée par deux enceintes de pressurisation respectivement amont A1 et aval A2 ( ). L’enceinte A1 est située en amont des paliers 58, par exemple à l’intérieur de la soufflante 44, et l’enceinte A2 est située en aval du palier 58, par exemple en amont du compresseur basse pression 16 et/ou à l’intérieur du carter d’entrée 52.
L’enceinte de lubrification B est bordée par deux enceintes de pressurisation respectivement amont B1 et aval B2 ( ). Ces enceintes B1 et B2 peuvent être situées au moins en partie à l’intérieur du compresseur basse pression 16 ou du carter intermédiaire 36.
L’enceinte de lubrification C est bordée par deux enceintes de pressurisation respectivement amont C1 et aval C2 ( ). Ces enceintes C1 et C2 peuvent être situées au moins en partie à l’intérieur du compresseur basse pression 16 ou du carter intermédiaire 36.
Les enceintes B2 et C1 peuvent être formées par une seule et même enceinte comme illustré dans le dessin.
L’enceinte de lubrification D est bordée par deux enceintes de pressurisation respectivement amont D1 et aval D2 ( ). Ces enceintes D1 et D2 peuvent être situées au moins en partie à l’intérieur de la turbine haute pression 22 ou du carter inter-turbines 38.
L’enceinte de lubrification E est bordée par deux enceintes de pressurisation respectivement amont E1 et aval E2 ( ). Ces enceintes E1 et E2 peuvent être situées au moins en partie à l’intérieur de la turbine basse pression 24 ou du carter d’échappement 40.
la est vue similaire à celle de la , sans le fourreau ; et
la est autre vue similaire à celle de la , sans le fourreau.
Description détaillée de l'invention La montre une turbomachine 10 pour un aéronef, qu’il soit civil ou autre. On se réfèrera aux figures 2 à 4 qui montrent des détails à plus grande échelle de cette turbomachine 10.
La turbomachine 10 est agencée le long d’un axe longitudinal X et peut être entourée par une nacelle 12.
La turbomachine 10 comporte de façon classique un générateur de gaz 14. Dans l’exemple représenté, la turbomachine 10 est du type à double corps et double flux et comprend, de l’amont vers l’aval le long de l’axe X un compresseur basse pression 16, un compresseur haute pression 18, une chambre annulaire de combustion 20, une turbine haute pression 22 et une turbine basse pression 24. Cette configuration de turbomachine (à double corps) n’est toutefois pas limitative dans le cadre de la présente invention.
Le compresseur haute pression 18 et la turbine haute pression 22 comportent des rotors reliés par un arbre haute pression 26 s’étendant le long de l’axe X.
Le compresseur basse pression 16 et la turbine basse pression 24 comportent des rotors reliés par un arbre basse pression 28 s’étendant le long de l’axe X à l’intérieur de l’arbre haute pression 26.
Les arbres 26, 28 sont guidés en rotation par des paliers 29, 30, 32, 34, en particulier à roulement.
Dans le cas de l’arbre haute pression 26 par exemple, il est guidé à l’amont par un palier 29. De manière classique, le palier 29 est porté par un support annulaire qui peut être ici fixé à un carter intermédiaire 36 située entre les compresseurs 16, 18 ( ).
L’arbre haute pression 26 est guidé à l’aval par un palier 30 qui est porté par un support annulaire qui peut être ici fixé à un carter inter-turbines 38 située entre les turbines 22, 24 ( ).
L’arbre basse pression 28 est guidé à l’amont par un palier 32 porté par un support annulaire qui peut être ici fixé au carter intermédiaire 36 ( ). Il est guidé à l’aval par des paliers 34 portés par un support annulaire qui peut être fixé à un carter d’échappement 40 situé en aval de la turbine basse pression 24.
On constate par ailleurs aux figures 1 et 2 que la turbomachine 10 est ici équipée d’un réducteur 42. Ce réducteur 42 est monté en amont du générateur de gaz 14 et permet d’entrainer une soufflante 44 à une vitesse inférieure à celle de l’arbre basse pression 28.
Le réducteur 42 est par exemple du type épicycloïdal et comprend :
- un solaire 42a accouplé par un arbre d’entrée 46 à l’arbre basse pression 28,
- une couronne 42b accouplé par un arbre de sortie 48 à un arbre 50 d’entrainement de la soufflante 44, et
- des satellites 42c engrenés avec le solaire 42a et la couronne 42b et portés par un porte-satellites 42d qui est fixé à un stator de la turbomachine 10, tel qu’un carter d’entrée 52 situé en amont du compresseur basse pression 16.
Ainsi, les tels moteurs thermiques qui ont été simplement adaptés pour remplacer l’alimentation en hydrocarbures par un mélange de dihydrogène et d’air ne permettent pas de tirer pleinement profit de la capacité de l’hydrogène à brûler rapidement et au contraire exhibent les inconvénients du dihydrogène, en particulier sa forte réactivité, favorable aux inflammations spontanées et pré-allumages, ainsi que sa propension à générer des oxydes d’azote.
On connait le document US2183674 – A qui décrit un procédé d’injection d’hydrogène permettant d’homogénéiser le mélange et de réduire les risques de retour de flamme ou d’explosions dans le carter.
On connait également le document US 3 471 274 – A qui décrit un procédé d’injection à basse température permettant d’éviter les phénomènes de retour de flamme ou de préallumage.
Le document US 20050133002 – A1 décrit également un procédé d’injection d’hydrogène dans un moteur à combustion interne.
Enfin, on connait le document US 11 248 542 – B2 qui décrit une stratégie d’injection différentiant des zones de forte charge et de faible charge, chacune ayant une richesse propre de combustion.
Toutefois, aucun de ces documents ne s’intéresse à l’architecture du moteur à combustion interne et ne garantit ni une puissance spécifique élevée, ni un bon rendement thermodynamique, ni de faibles émissions d’oxydes d’azote.
On connait également le document US 7 278 402 – B2 qui décrit un procédé de commande d’un moteur suralimenté à mélange pauvre pour limiter les émissions polluantes d’oxydes d’azote. Toutefois, ce document est limité aux moteurs à turbo-compresseurs ou compresseurs volumétriques et ne s’intéresse pas au rendement thermodynamique. Par ailleurs, l’architecture du moteur n’est pas spécifiée et ne garantit pas une puissance spécifique élevée.
Il existe un besoin de repenser complétement les architectures actuelles des moteurs à combustion interne à pistons afin d’utiliser le dihydrogène de façon optimale.
L’objet de la présente invention est donc de fournir une architecture d’un moteur à combustion interne à piston alimenté par un mélange de dihydrogène et d’air dans lequel on vise une puissance spécifique élevée, un haut rendement énergétique du moteur, mais également de faibles émissions d’oxydes d’azote, tout en proposant un moteur compact, léger et à faible coût de fabrication.
Un autre objet de la présente invention est de fournir un procédé de dimensionnement d’un tel moteur pour répondre à ces objectifs.
La présente invention a pour objet un procédé de caractérisation ou détermination d’un ensemble de paramètres géométriques et de paramètres fonctionnels d’un cylindre d’un moteur à combustion interne configuré pour fonctionner sur un cycle à quatre temps et comprenant un collecteur d’admission d’air frais alimenté en air frais, au moins un cylindre présentant un alésage et alimenté par le collecteur d’admission, un collecteur d’échappement et au moins un injecteur de dihydrogène.
Le moteur comprend en outre un piston mobile en translation à l’intérieur du cylindre suivant une course.
L’ensemble des paramètres géométriques comprennent l’alésage du cylindre, la course du piston, un taux de compression et un nombre de cylindres.
L’ensemble des paramètres fonctionnels comprenant la richesse ou excès d’air de combustion et le régime de rotation maximal.
- on spécifie une puissance cible du moteur en kW ;
L’huile projetée par le gicleur doit parvenir jusqu’aux paliers 34a, 34b en vue de leur lubrification et l’invention propose une solution à ce sujet.
Pour cela, la turbomachine 10 comprend un fourreau tubulaire 88 engagé dans l’arbre 28 pour définir intérieurement un passage 90 d’écoulement d’air, et en particulier un passage d’écoulement de l’air de dégazage du circuit W.
Le fourreau 88 est de plus configuré pour définir extérieurement un espace annulaire 92 qui débouche à l’extrémité aval de l’arbre 28 et qui s’étend axialement vers l’amont jusqu’à l’intérieur du palier amont 34a. Ainsi, l’huile projeté par le gicleur 86 pénètre dans l’espace 92 au niveau de son débouché aval et s’écoule en fonctionnement le long de l’espace 92, de l’aval vers l’amont, pour alimenter les paliers 34a, 34b (cf. flèches F2 et F3 aux figures 5 à 7).
L’alimentation des paliers 34a, 34b depuis l’intérieur de l’arbre 28 est rendue possible par des orifices radiaux traversants 94, 96 formés dans l’arbre 28 au droit de chacun des paliers 34a, 34b.
Le fourreau 88 a une forme générale allongée centrée sur l’axe X. dans l’exemple représenté, il a une extrémité amont 88a qui est située en amont du palier amont 34a, et une extrémité aval 88b qui est située en aval de l’extrémité aval de l’arbre 28, et qui s’étend donc axialement au-delà de cette extrémité aval de l’arbre 28.
L’extrémité aval 88b du fourreau 88 comprend ici des léchettes annulaires externes 98 qui forment au moins un joint d’étanchéité à labyrinthe avec un revêtement annulaire abradable 100 porté par le gicleur 86 ou un élément portant le gicleur. On comprend donc que le gicleur 86 ou l’élément qui le porte est situé radialement à l’extérieur de l’extrémité aval 88b.
Comme cela est mieux visible à la , les joints d’étanchéité à labyrinthe ainsi formés peuvent être au nombre de deux et espacés axialement l’un de l’autre pour définir une chambre annulaire 102 alimentée en air comprimé par le circuit de pressurisation S2 et/ou le circuit de pressurisation S3.
Dans l’exemple représenté qui n’est pas limitatif, et comme évoqué dans ce qui précède, la turbomachine 10 comprend un tube de dégazage 82.
Le tube de dégazage 82 comprend de préférence une partie d’extrémité aval 82a qui est intercalée entre l’arbre 28 et le fourreau 88 et qui comprend également des orifices radiaux traversants 104, 106 situés au droit de chacun des paliers 34a, 34b pour permettre l’alimentation en huile de ces paliers.
En variante, cette partie d’extrémité aval 82a pourrait être formée par un insert tubulaire indépendant d’un tube de dégazage et comportant ces orifices 104, 106.
On définit par H1 un premier plan perpendiculaire à l’axe X et passant sensiblement par le milieu du palier amont 34a. Ce plan H1 traverse les orifices 94 de l’arbre 28 et les orifices 104 de la partie d’extrémité aval 82a du tube de dégazage 82.
On définit par H2 un premier plan perpendiculaire à l’axe X et passant sensiblement par le milieu du palier aval 34b. Ce plan H2 traverse les orifices 96 de l’arbre 28 et les orifices 106 de la partie d’extrémité aval 82a du tube de dégazage 82.
Le nombre d’orifices 94 est de préférence égal au nombre d’orifices 104 et est par exemple compris entre 2 et 10, et de préférence entre 2 et 6. Les orifices 94, 104 sont de préférence régulièrement répartis autour de l’axe X pour éviter l’apparition d’un balourd. Les orifices 94 sont de préférence alignés radialement avec les orifices 104.
Les orifices 94 peuvent déboucher dans une gorge annulaire interne 108 de l’arbre 28 et/ou dans une gorge annulaire externe 110 de l’arbre 28 ( ). On voit sur les dessins que cette gorge 110 est recouverte et fermée par la bague interne du palier 34a qui peut comprendre des orifices de passage d’huile jusqu’aux éléments roulants du palier qui sont des rouleaux dans l’exemple représenté.
Les orifices 104 peuvent déboucher dans une gorge annulaire interne de la partie d’extrémité aval 82a voire dans une gorge annulaire externe 112 de cette partie d’extrémité ( ).
Le nombre d’orifices 96 est de préférence égal au nombre d’orifices 106 et est par exemple compris entre 2 et 6. Les orifices 96, 106 sont de préférence régulièrement répartis autour de l’axe X pour éviter l’apparition d’un balourd. Les orifices 96 sont de préférence alignés radialement avec les orifices 106.
Un autre inconvénient de la suralimentation est qu’il devient nécessaire d’injecter de grandes quantités de dihydrogène à chaque cycle moteur. Or, l’hydrogène est un gaz peu dense, ce qui implique qu’il devient nécessaire d’augmenter la pression d’injection ou la section débitante des injecteurs.
L’augmentation de la pression d’injection empêche de vider correctement le réservoir dans le cas où le réservoir assure la pressurisation de la ligne d’injection. L’autonomie du moteur se trouve réduite puisqu’une partie de l’hydrogène stockée ne peut pas être utilisée, dès lors que la pression du réservoir devient inférieure à une pression de consigne d’injection.
Une telle augmentation de la pression d’injection implique généralement le fait d’ajouter une pompe spécifique permettant de relever la pression du réservoir jusqu’à une pression de consigne. Cela impacte le coût, la masse et l’efficacité énergétique globale du moteur puisque la compression de l’hydrogène est relativement énergivore.
Pour répondre à ce problème de pression, on pourrait prévoir d’augmenter la section débitante des injecteurs. Toutefois, cela se traduit par un corps d’injecteur de diamètre élevé, ce qui laisse peu de place au passage du liquide de refroidissement et renforce les problèmes de points chauds responsables de préallumages évoqués précédemment.
Au surplus, les pressions élevées de gaz générées par la suralimentation sont défavorables à la pénétration de jets d’hydrogène en cas d’injection directe dans la chambre de combustion et donc à l’homogénéité du mélange air-hydrogène. Cela implique des combustions anormales et la production d’oxydes d’azote en favorisant la présence de zones stœchiométriques localement même lorsqu’une combustion en mélange pauvre est visée.
Enfin, l’usage d’un taux de compression élevé est difficilement compatible avec une suralimentation importante car cela implique des pressions et températures de compression et de combustion encore plus importantes, favorisant cliquetis et préallumages et par conséquent réduisant l’efficacité énergétique et la durée de vie de la chambre de combustion. Pourtant, le taux de compression ε est un paramètre important jouant au premier ordre sur le rendement thermodynamique théorique η à travers la relation de Beau de Rochas selon l’équation suivante :
Avec γ, le coefficient isentropique associé au mélange de gaz contenu dans le cylindre.
Le taux de compression ε s’écrit selon l’équation suivante :
V m , le volume dans la chambre lorsque le piston est au point mort haut, et
V M , le volume dans la chambre lorsque le piston est au point mort bas.
Ainsi, le taux de compression ε des moteurs suralimentés à l’hydrogène est généralement limité à 12 alors qu’une valeur optimale est comprise entre 13 et 17, de préférence égale à 15.
Avantageusement, dans le procédé selon l’invention, pour déterminer l’ensemble de triplets comprenant la cylindrée unitaire, le nombre de cylindres et la puissance unitaire dégagée par un cylindre, on compare la plage de cylindrées unitaires possible avec la plage de valeurs limites de la cylindrée unitaire et on conserve uniquement les valeurs de cylindrée unitaire comprises dans ladite plage de valeurs limites de la cylindrée unitaire.
Par exemple, le régime de rotation est déterminé à partir de l’équation suivante : , avec : - P spe , la puissance spécifique recherchée kW/l ; - , le rendement volumétrique, correspondant au ratio entre la masse d’air effectivement enfermée dans un volume égal à la cylindrée et la masse théorique dans ce même volume dans des conditions de pression et température standards ; - , la masse volumique de l’air dans des conditions standards égale à 1,18 kg/m 3 ; et - , le rendement thermodynamique du moteur correspondant au ratio entre la puissance mécanique disponible sur l’arbre moteur et la puissance calorifique dégagée par la combustion de dihydrogène injecté.
Avantageusement, le rendement volumétrique est compris entre 1 et 1,25, de préférence égal à 1,2, afin de générer des accords acoustiques favorables entre le point de couple maximal et de puissance maximale.
La plage de valeurs limites du rapport A/C est, par exemple, comprise entre 1,3 et 2.
Selon un autre aspect, le dispositif de condensation est configuré pour condenser l’eau présente dans le flux d’échappement directement à partir de frigories présentes dans le flux de carburant alimentant la chambre de combustion. De manière préférée, la turbomachine comprend un circuit de carburant qui s’étend directement dans le dispositif de condensation. Une telle turbomachine est très compacte.
Selon un aspect, la chambre de combustion est configurée pour être alimentée à partir d’un flux de carburant issu d’un réservoir cryogénique. L’utilisation d’un carburant issu d’une source très froide permet de disposer d’une réserve importante de frigories pour refroidir de manière optimale l’eau contenue dans le flux d’échappement. De même, le flux d’échappement peut participer de manière pratique au chauffage du carburant en vue de son admission dans la chambre de combustion.
Selon un aspect, le système d’injection de vapeur d’eau comprend un dispositif de vaporisation configuré pour transformer l’eau condensée en vapeur d’eau. Selon un aspect, le dispositif de vaporisation est configuré pour injecter la vapeur d’eau en aval du compresseur. Selon un aspect, le dispositif de vaporisation est configuré pour chauffer l’eau condensée en prélevant des calories dans le flux d’échappement. Selon un aspect, le dispositif de vaporisation est positionné en amont du dispositif de condensation.
L’invention concerne également un aéronef comprenant au moins une turbomachine, telle que présentée précédemment, pour la propulsion dudit aéronef.
De préférence, l’aéronef comprend un réservoir cryogénique positionné dans un tronçon principal de l’aéronef, le générateur de gaz étant relié à une aile de l’aéronef, la turbomachine comprenant au moins un échangeur de chaleur dans lequel circule le flux de carburant alimentant la chambre de combustion et au moins un circuit de fluide caloporteur configuré pour faire circuler un fluide caloporteur afin, d’une part, de refroidir le flux d’échappement dans le dispositif de condensation et, d’autre part, de chauffer le flux de carburant dans l’échangeur de chaleur, l’échangeur de chaleur étant positionné entre le réservoir cryogénique et la chambre de combustion.
L’intégration d’un échangeur de chaleur est simple à réaliser entre le réservoir cryogénique et le générateur de gaz qui sont espacés l’un de l’autre. La mise en place d’un circuit de fluide caloporteur est pratique à mettre en place dans l’aile.
De manière préférée, l’aile comprend une emplanture et l’échangeur de chaleur est positionné à proximité de l’emplanture.
L’invention concerne également un procédé d’utilisation d’une turbomachine du type à injection de vapeur d’eau pour la propulsion d’un aéronef tel que présenté précédemment, le procédé comprenant des étapes consistant à : Injecter de la vapeur d’eau dans le flux d’air d’admission, Réaliser une combustion dans la chambre de combustion d’un mélange du flux d’air d’admission et du flux de carburant afin d’émettre un flux d’échappement pour entraîner en rotation la turbine solidaire en rotation du compresseur, et Condenser l’eau présente dans le flux d’échappement à partir de frigories présentes dans le flux de carburant alimentant la chambre de combustion.
L’eau condensée peut ainsi être réutilisée pour générer de la vapeur d’eau.
Selon un aspect, le procédé comporte des étapes consistant à : Faire circuler un flux de carburant alimentant la chambre de combustion dans un échangeur de chaleur Faire circuler un fluide caloporteur, d’une part, dans le dispositif de condensation afin de refroidir le flux d’échappement et, d’autre part, dans l’échangeur de chaleur afin de chauffer le flux de carburant
La est une représentation schématique d’une turbomachine du type à injection de vapeur d’eau selon l’art antérieur.
La est une représentation schématique d’un aéronef avec une turbomachine selon l’art antérieur.
La est une représentation schématique d’une turbomachine du type à injection de vapeur d’eau selon l’invention.
La est une représentation schématique d’un exemple d’intégration de la turbomachine dans l’aéronef.
La est une représentation schématique d’une turbomachine du type à injection de vapeur d’eau selon une variante de l’invention.
Turbomachine du type à injection de vapeur d’eau pour la propulsion d’un aéronef, aéronef et procédé associés La présente invention concerne le domaine aéronautique et, plus particulièrement une turbomachine du type à injection de vapeur d’eau.
Le changement climatique est une préoccupation majeure pour de nombreux organes législatifs et de régulation à travers le monde. En effet, diverses restrictions sur les émissions de carbone ont été, sont ou seront adoptées par divers états. En particulier, une norme ambitieuse s’applique à la fois aux nouveaux types d’avions mais aussi à ceux en circulation nécessitant de devoir mettre en œuvre des solutions technologiques afin de les rendre conformes aux réglementations en vigueur. L’aviation civile se mobilise depuis maintenant plusieurs années pour apporter une contribution à la lutte contre le changement climatique.
De manière connue, en référence à la , une turbomachine du type à injection de vapeur d’eau 100 comporte un générateur de gaz comprenant un compresseur 112, une chambre de combustion 113 et une turbine 114. Le compresseur 111 permet d’accélérer un flux d’air d’admission FA d’amont vers l’aval dans la chambre de combustion 113 dans laquelle le flux d’air d’admission FA est mélangé à du carburant Q. Lors de la combustion du mélange, un flux d’échappement FE est émis en sortie de la chambre de combustion 113 pour entraîner en rotation la turbine 114 qui permet d’entraîner à son tour le compresseur 112 avec qui elle est reliée par un arbre 115. De manière connue, un organe propulsif 111, par exemple une soufflante ou une hélice, est monté sur l’arbre 115 afin de fournir une énergie de propulsion.