INPI-France/Brevets-Francais-2024-Chunked huggingface dataset:
Sur la , les crochets 52a2, 52b2 sont formés pour partie par des portions de dents 52a1 de la partie 52a et des portions de dents 52b1 de l’autre partie 52b configurées chacune pour s’emboiter l’une dans l’autre aux deux zones de jonction diamétralement opposées des deux parties 52a, 52b suivant une direction circonférentielle. Plus particulièrement, une portion 52b2 de dent d’une partie 52b s’insère sous une portion 52a2 de dent d’une partie 52a et, de manière diamétralement opposée, une portion 52a2 de dent de la partie 52a s’insère sous une portion 52b2 de dent de la partie 52b comme représenté sur la . Un tel agencement permet ainsi de fixer la position radiale de chacune des deux parties de l’écrou de serrage l’une par rapport à l’autre, ce qui permet d’aligner entre elles les deux portions de filetage externe du filetage externe F2. On notera que d’autres moyens d’alignement des portions de filetage externe des deux parties de l’écrou de serrage peuvent être envisagés tels que par exemple un emboîtement de type tenon-mortaise au niveau des deux zones diamétralement opposées des deux parties de l’écrou de serrage en contact l’une avec l’autre, dans les zones de ces parties qui sont situées en dessous des dents.
Lors de la mise en place du module de montage d’aube dans la bouche de moyeu 16, le dispositif 24 (cartouche de paliers à roulements) est préalablement introduit par l’ouverture radiale 16a dans la bouche de moyeu 16 de manière à être positionné en appui contre la surface interne 16b de la bouche. Le système 34 décrit ci-dessus est mis en place par le dessus, élément constitutif par élément constitutif, en commençant par les segments 34a-b qui s’insèrent dans la gorge annulaire 16c interne à la bouche, par exemple à proximité de son ouverture 16a, les pièces de serrage 34c qui viennent intérieurement en appui suivant une portée conique contre les faces internes coniques des segments, puis l’écrou de serrage 34d, la clé anti-rotation 34e et le circlips 34f. Le dispositif 24 est ainsi serré contre la surface interne 16b de la bouche, suivant une direction transversale perpendiculaire à l’axe A.
De manière générale, le pied d’aube 22 est ensuite introduit à l’intérieur de la bouche par le dessus (depuis l’extérieur de la bouche) et est plus particulièrement inséré en force à l’intérieur de la pièce d’interface 30 pour aboutir à la position installée des figures 3 et 4. Comme représenté sur ces figures, le pied d’aube 22 est arrêté en translation, dans une première direction (ici descendante), par l’élément interne formant butée 30d de la pièce d’interface 30.
Les figures 6A-H illustrent plus particuclièrement le synoptique de montage du pied d’aube 22 et du dispositif 50 de verrouillage de ce dernier par rapport au dispositif de reprise d’effort d’aube 24 préalablement installé dans la bouche 16a de moyeu 16.
La représente le dispositif de reprise d’effort d’aube monté à l’intérieur de la bouche 16a de moyeu 16, en attente de recevoir le pied d’aube 22 (ou le support d’aube suivant un autre mode de réalisation déjà exposée plus haut).
La représente l’aubage dont seul le pied d’aube 22 apparaît au-dessus de l’ouverture radiale 16a de bouche. Le pied d’aube 22 est disposé de manière concentrique avec la pièce d’interface 30 et le pied d’aube est inséré axialement (suivant l’axe radial A) à l’intérieur de la pièce d’interface 30 (mouvement de descente sur la figure) jusqu’à ce que l’épaulement 22c du pied d’aube 22 vienne en appui (butée axiale) contre le rebord périphérique 30d (élément interne de butée) de la pièce d’interface 30 ( ).
Comme représenté sur la , les deux parties ou demi-écrous 52a et 52b de l’écrou de serrage 52 sont positionnés autour du pied d’aube 22 (autour d’une portion cylindrique du pied), au-dessus de la deuxième partie 26b2 de la bague intérieure 26b, de manière à venir enserrer le pied d’aube.
Comme représenté sur la , les crochets des deux parties 52a et 52b de l’écrou de serrage 52 décrits en relation avec la sont mis en contact par emboîtement les uns avec les autres afin d’obtenir l’alignement radial des deux parties (et donc des deux portions de filetage externe forment le filetage externe F2) illustré sur la vue agrandie de la .
Sur la les deux parties 52a, 52b de l’écrou de serrage sont vissées sur la deuxième partie 26b2 de la bague intérieure par l’intermédiaire des filetages correspondants externe F2 et interne F1 respectifs jusqu’au couple de serrage souhaité (fin de vissage). Au cours de cette opération on s’assure également que l’un des espaces ou encoches entre deux dents consécutives de l’écrou de serrage 52 est positionné en regard de l’ouverture O pratiquée dans la deuxième partie 26b2 de la bague intérieure.
Un aspect de l’invention concerne une machine électrique synchrone comprenant : un premier inducteur statorique à griffes comprenant un corps ferromagnétique à griffes comprenant un nombre Pe de pôles et une bobine d’inducteur bobinée dans le corps ferromagnétique, un premier induit statorique comprenant un nombre Pa pôles différent du nombre Pe, un rotor ferromagnétique comprenant : un axe de rotation (X) un premier ensemble de pièces ferromagnétiques comprenant un nombre Ns de pièces régulièrement réparties autour de l’axe de rotation, le nombre Ns est égale à la somme de ou la différence entre Pa/2 et Pe/2, l’ensemble de pièces ferromagnétiques étant situé entre le premier inducteur statorique à griffes et le premier induit statorique.
Grâce à l’invention, la machine électrique synchrone a un inducteur à griffes statorique bobiné qui combine plusieurs avantages : L’avantage de la bobine permettant d’avoir une inductance élevée qu’avec des aimants ; L’ avantage d’être dépourvu de bagues et de balais ; L’avantage de pouvoir diminuer l’entrefer total entre les griffes et le rotor puisque le rotor comprend uniquement des pièces ferromagnétiques (sans forme de griffe). L’avantage d’être dépourvu de chignon et donc d’utiliser la totalité de la bobine et donc des ampères tours de la bobine inducteur pour chaque paire de pôles, et ainsi produire un champ magnétique avec nettement moins de pertes Joule qu’avec un chignon pour produire le flux magnétique.
Autrement, la machine électrique synchrone selon l’invention comporte les avantages d’une machine synchrone à griffes sans ses inconvénients.
Le nombre Ns de pièces ferromagnétiques dans le rotor (qui est soit la somme soit la différence avec le nombre de pôle Pa de l’induit et le nombre de pôle Pe de l’inducteur (Pa étant différent de Pe) permet au rotor de moduler le flux entre l’induit statorique et l’inducteur à griffes statorique pour soit faire tourner le rotor en mode moteur soit engendrer du courant dans l’induit statorique en mode générateur.
Outre les caractéristiques qui viennent d’être évoquées dans le paragraphe précédent, la machine électrique synchrone selon un aspect de l’invention peut présenter une ou plusieurs caractéristiques complémentaires parmi celles des paragraphes suivants, considérées individuellement ou selon toutes les combinaisons techniquement possibles.
Selon un mode de réalisation le rotor ferromagnétique est situé axialement entre le premier induit statorique et le premier inducteur statorique à griffes. Ainsi dans ce cas, l’entrefer est axial. Le flux magnétique produit par l’induit statorique et l’inducteur statorique est modulé par l’ensemble de pièces ferromagnétiques est traverse axialement l’entrefer.
Selon un exemple de ce mode de réalisation, la machine électrique comprend un deuxième inducteur de forme identique au premier inducteur à griffes et comprenant un diamètre externe inférieur au diamètre interne du premier inducteur à griffe, dans laquelle le premier inducteur à griffe entoure le deuxième inducteur statorique à griffe. En particulier chaque griffe interne du premier inducteur est radialement contigu avec une griffe externe du deuxième inducteur et en ce que chaque griffe externe du premier inducteur est radialement contigüe avec une griffe interne du deuxième inducteur.
Selon un mode de réalisation qui est une variante du mode de réalisation précédent, le premier ensemble de pièces ferromagnétiques est situé concentriquement entre le premier induit statorique et le premier inducteur statorique à griffes. Ainsi dans ce cas, l’entrefer est radial. Le flux magnétique produit par l’induit statorique et l’inducteur statorique est modulé par l’ensemble de pièces ferromagnétiques est traverse axialement l’entrefer radialement.
Selon un exemple de ce mode de réalisation, le premier inducteur statorique à griffes entoure le premier ensemble de pièces ferromagnétiques du rotor ferromagnétique entourant l’induit statorique.
Selon une variante de cet exemple de ce mode de réalisation, le premier induit statorique entoure le premier ensemble de pièce ferromagnétique du rotor ferromagnétique entourant l’inducteur statorique à griffes.
Selon un mode de réalisation, le premier induit statorique est un induit à griffes. Cela permet d’utiliser toute la bobine et donc d’avoir un meilleur rendement.
Selon un exemple, l’induit statorique à griffes comprend un premier bloc comprenant une première base polaire et une deuxième base polaire et une bobine entre la première et la deuxième base polaire.
Selon un mode de réalisation, la machine comprend en outre : un deuxième inducteur de forme identique au premier inducteur, un deuxième induit statorique comprenant des parties d’entrefers, de forme identique au premier induit statorique à griffes, et et en ce que le rotor comprenant en outre un deuxième ensemble de pièces ferromagnétiques identique au premier ensemble de pièces ferromagnétiques formant un premier entrefer avec le deuxième inducteur et étant en vis-à-vis avec les parties d’entrefers du deuxième induit statorique formant entre eux un entrefer.
Par de forme identique, on entend la forme géométrique mais pas les dimensions, ainsi un premier inducteur peut être plus grand en taille que le deuxième inducteur.
Selon une mise en œuvre de cet exemple de ce mode de réalisation, la machine comprend en outre : un troisième inducteur de forme identique au premier inducteur, un troisième induit statorique à griffes de forme identique au premier bloc comprenant des parties d’entrefers et et en ce que le rotor comprend en outre un troisième ensemble de pièces ferromagnétiques identique au premier ensemble de pièces ferromagnétiques, formant un entrefer avec le troisième inducteur et étant en vis-à-vis avec les parties d’entrefers du troisième induit statorique formant entre eux un entrefer.
Une telle machine à l’avantage d’être à griffe et d’avoir un induit pouvant être alimenter par ou restituer, une tension alternative triphasé. En effet chaque induit peut former ainsi une phase.
En outre, chaque pale rotorique 14 et statorique 16 présente un rayon radialement interne respectivement , considéré comme la distance radiale à l’axe longitudinal X de l’extrémité radialement interne de la pale, par exemple située au niveau du (c’est-à-dire la plus proche du) moyeu 12 ou du carter 13 (par exemple, suivant la direction de l’axe de calage 19). Un rayon radialement externe, tel que ou ( ), de chaque pale est considéré comme la distance radiale à l’axe longitudinal X de l’extrémité radialement externe de ladite pale, c’est-à-dire, comme le rayon maximal de la pale.
Sur cette base, l’envergure d’une pale est en conséquence la distance radiale entre ses extrémités interne 23 et externe 25 avec L1 = - pour une pale rotorique 14, et L2 = - pour une pale statorique 16.
Comme on peut voir en et 6, la turbomachine 10 peut comprendre une rangée de pales rotoriques 14 et au moins une rangée de pales statoriques 16. Dans le cas d’espèce, la turbomachine comprend deux rangées de pales statoriques amont 16a et aval 16b. Ainsi, le long de l’axe longitudinal (X), au moins deux pales statoriques sont à positions axiales différentes l’une de l’autre. Les pales 18 de la rangée de pales statoriques amont 16a peuvent être agencées en quinconce par rapport aux pales statoriques 18 de la rangée aval 16b ( ).
Selon le présent document, les pales statoriques 18 peuvent être telles que pour chaque couple de deux pales statoriques, le rapport entre la corde maximale desdites deux pales est compris entre 0,8 et 1,25, de préférence entre 0,9 et 1,11, la corde maximale étant mesurée sur une coupe radiale de la pale statorique 16. Cela permet d’adapter la corde pour chaque pale en fonction de leur position axiale et/ou azimutale tout en limitant les écarts de masse entre les pales, ce qui peut aider à l’équilibrage mécanique et/ou dynamique du propulseur aéronautique.
Dans une configuration possible et qui est illustrée sur la et la , toutes les pales rotoriques 14 peuvent présenter une envergure supérieure à l’envergure de toutes les pales statoriques 18. Dit autrement, entre les extrémités radialement externes libres 25 et radialement interne 23 respectives, la plus courte pale rotorique présente une envergure (min{L1}) supérieure à la plus longue pale statorique (max{L2}).
Dans les différentes réalisations représentées aux figures, toutes les faces d’intrados des pales statoriques sont orientées selon un même sens circonférentiel autour de l’axe longitudinal. Ainsi, toutes les pales statoriques présentent une face d’intrados et une face d’extrados. Elles ne présentent donc pas un profil symétrique.
Le terme « rangée » vise un alignement de pales en direction azimutale ou circonférentielle. Lorsqu’une pluralité de pales statoriques sont agencés dans une même rangée, elles présentent le même axe de référence. Par exemple, les pales pourraient peuvent avoir des bords d’attaque alignés circonférentiellement, c’est-à-dire à une même position axiale lorsque les pales statoriques d’une même rangée sont identiques et présentent le même angle de calage γ. Il peut être de même des bords de fuite ce qui indique alors que toutes les pales d’une même rangée présentent une même dimension axiale et le même angle de calage γ. Le nombre de rangées de pales statoriques sera défini par un nombre qui est un entier naturel.
Les pales peuvent également présenter des caractéristiques géométriques différentes selon leur position longitudinale (ou axiale) et/ou leur position azimutale. Les propriétés géométriques visées sont par exemple la troncature, le clipping, la corde, le calage, la cambrure, l’angle de flèche, l’angle de dièdre…En effet, le tube de courant généré par les pales rotoriques se contracte lors des points de fonctionnement à haute poussée et faible vitesse d’avancement, tel que lors du décollage. La contraction du tube de courant est illustrée sur la . Ainsi, il semblerait nécessaire d’augmenter le clipping (ou troncature) des pales statoriques 16 situées vers l’aval.
Comme cela est visible sur la , les pales 18 de la rangée d’aubes statoriques peuvent être toutes alignées en direction azimutale, c’est-à-dire que leurs axes respectifs ou axes de référence ou de calage 19 sont tous situées dans un même plan. Elles peuvent également toutes présenter une même envergure (L2) et être inscrite dans un cercle primaire C1.
Les pales statoriques 18 de la rangée amont 16a peuvent être inscrites dans un premier cercle secondaire C21 et les pales statoriques 18 de la rangée aval 16b peuvent être inscrite dans un second cercle secondaire C22. Les rayons des cercles secondaires C21, C22 étant inférieur au rayon C1 du cercle primaire, lesdits rayons étant tous centrés sur l’axe longitudinal X de la turbomachine. Dans une réalisation particulière, les rayons C21, C22 des cercles secondaires vont en décroissant vers l’aval. Dit autrement, le rayon C21 est supérieur au rayon C22. Cette observation peut encore être vraie avec un nombre supérieur de rangées d’aubes statoriques et est applicable aux modes de réalisations qui seront décrits en référence aux figures 9 à 14.
En référence à cette figure mais qui est également applicable à toutes les réalisations illustrées aux figures et en particulier celles des figures 9 à 14, les pales de stator 18 situées les plus en aval 16b peuvent avoir une corde moyenne, le long de l’envergure, différente de celles 18 situées plus en amont 16a. De préférence la corde moyenne et/ou maximale des pales statoriques aval 16b peut être inférieure à la corde moyenne et/ou maximale des pales statoriques amont. En outre, certaines au moins des pales statoriques 16a, 16b peuvent présenter desdits axes de référence respectifs d’adaptation d’un angle de calage, certains au moins des calages des pales statoriques situées plus à l’amont pouvant être différents de certains au moins des calages des pales statoriques situées plus à l’aval. Certaines des pales statoriques d’une même rangée pourraient avoir des angles de calage différents, cela étant particulièrement intéressant pour les pales statoriques d’un côté et d’autre du pylône.
Les dimensions radiales des pales statoriques 16 de chaque rangée de pales statoriques peuvent présenter un clipping (ou troncature) géométrique qui est déjà présenté ci-dessus en référence aux cercles C1, C21 et C22.
Il est possible de définir le clipping géométrique tel que clipping géométrique = , avec : et étant les rayons en extrémités radialement externes libres respectives (25) des pales rotoriques et statoriques, respectivement, et, et étant les rayons en extrémités radialement internes respectives (23) des pales rotoriques et statoriques, et, si les pales rotoriques présentent entre elles des rayons d’extrémités radialement externes libres différents, est alors défini par le plus petit des rayons en extrémités radialement externes libres respectives (25) de l’ensemble des pales rotoriques, et les valeurs dudit clipping géométrique sont comprises entre -10% et +30%, selon la position autour de l’axe longitudinal (X) et axiale de la pale statorique considérée, de préférence entre 5% et 20%.
On se réfère maintenant aux figures 9 à 13 qui illustrent plusieurs modes de réalisation de l’invention pour lesquels aux moins deux pales statoriques 16 sont décalées axialement l’une de l’autre. On observe que l’arrangement des pales statoriques représente plusieurs rangées présentant chacune un certain nombre de pales qui peut être le même ou différent.
La notation mathématique suivante sera utilisée pour décrire les rangées d’aubes statoriques.
On note la suite , où désigne le nombre d’aubes placées sur la -ième rangée. où correspond au nombre total de pales statoriques sur l’ensemble de rangées de pales statoriques. P j désignera également les pales 18 de la -ième rangée. L’espacement angulaire azimutal est noté lorsqu’il désigne l’espacement entre deux pales statoriques consécutives d’une même -ième rangée et est noté lorsqu’il concerne deux pales statoriques consécutives, lesquelles pales 18 pouvant appartenir à une même rangée ou à deux rangées différentes, où . On note également la suite , où désigne la distance axiale entre les rangées de pales de stator et . Sur les figures 9 à 13, les points situés sur les pales statoriques matérialisent les axes de référence des pales 18 qui peuvent être des axes de changement de calage angulaire comme cela a été décrit en référence à la figure 8, ces points servant à l’identification de la distance .
est proportionnel à la longueur de diffusion normalisée. Ce nombre caractérise l’aptitude qu’a la pièce à évacuer la chaleur localement. Plus la profondeur de matière dense b, ou la profondeur équivalente b’ est faible devant la longueur caractéristique de diffusion δ, et moins la pièce est capable d’évacuer la chaleur localement (toutes choses égales par ailleurs). Comme décrit précédemment, cette valeur peut être calculée uniquement à partir de la structure de données décrivant le schéma de lasage (par exemple dans un fichier), en considérant le fait que seules les zones denses sont traversées par des vecteurs.
est proportionnel au temps d’exposition normalisé. Plus la durée cumulée d’exposition au laser tend vers la durée de lasage t scan , et plus rapide est l’accumulation de chaleur localement (toutes choses égales par ailleurs). Tout comme , ce nombre peut être calculé uniquement à partir de la structure de données décrivant le schéma de lasage.
Grâce à l’équation π 1 =h(π 2 ; π 3 ), énoncée précédemment, on peut exprimer π 1 en fonction de π 2 et π 3 , de façon à calculer l’élévation de température caractéristique le long du schéma de lasage :
Cette expression montre que l’élévation de température est proportionnelle à la température T 1D , pondérée par une fonction de la longueur de diffusion normalisée et de la durée d’exposition normalisé .
Dans une étape S3, qui peut être effectuée séparément (par exemple en amont) du procédé de simulation S1-S4-S5-S6, on cherche à estimer la fonction de corrélation h() qui lie les paramètres adimensionnés.
Cette étape peut être appelée étape de calibration, ou d’étalonnage, puisqu’il s’agit de rapporter les valeurs connues d’un sous-ensemble de paramètres adimensionnés à une fonction de corrélation pour obtenir la valeur du paramètre inconnu, c’est-à-dire celui qui dépend de l’élévation de température.
Plusieurs méthodes peuvent être employées pour obtenir une estimation de cette fonction.
Par exemple, cette estimation peut être effectuée en simulant la vectorisation et le comportement thermique associé à l’échelle du volume élémentaire représentatif, VER, en faisant varier les différents paramètres primaires du procédé de fabrication additive dans une plage de valeurs pertinente vis-à-vis des capacités des machines ou de la fenêtre du procédé de fabrication additive mise en œuvre. On peut ainsi décrire un espace de valeurs pertinents et, pour chaque n-tuples de l’espace des paramètres, on peut obtenir par calcul ou simulation les paramètres adimensionnés π 1 , π 2 , π 3 .
Il s’agit de réaliser un plan d’expériences numériques dans l’objectif de construire une surface de réponse permettant de corréler les paramètres adimensionnés π 1 , π 2, π 3 . Lorsqu’une fonction h() est difficile à déterminer, il est possible de construire une base de données dans laquelle les paramètres adimensionnés π 1 , π 2, π 3 sont tabulés.
Autrement dit, de ces p-tuples de valeurs de paramètres adimensionnés, on peut déterminer une loi générale (par approximation linéaire ou autre, par exemple), ou bien un tableau constituant une sorte d’abaque dont la connaissance de p-1 entrées permet de déterminer la dernière valeur du p-tuple.
Cette simulation peut être effectuée par différentes méthodes de l’état de la technique telles que par exemple la méthode des différences finies, la méthode des éléments finis, la méthode des volumes finis, la méthode de Galerkin discontinue (GD), etc.
Le fait de simuler la vectorisation à l’échelle du volume élémentaire représentatif, VER, pour corréler les paramètres adimensionnés entre eux, au lieu de le faire à l’échelle d’une couche entière, permet de réduire considérablement les temps de calcul : ainsi, la simulation peut prendre quelques minutes pour un VER contre quelques heures, voire quelques dizaines d’heures, pour une couche entière.
La illustre le résultat d’un tel ensemble de simulation. Chaque point représente une simulation, et a pour abscisse la valeur de la fonction de corrélation appliquée au couple (π 2, π 3 ) et en ordonnée la valeur du paramètre adimensionné π 1 .
On remarque que les points sont approximativement alignés pour toutes les configurations paramétriques, et en particulier pour des matériaux différents (puisque, durant les simulations, on a fait varier les types de matériaux et donc les paramètres k et α). Cela valide donc bien le caractère universel de la loi d’échelle ainsi obtenue. De ce fait, si le plan d’expérience est bien conçu, cette simulation peut n’être effectuée qu’une unique fois et réutilisée pour différentes simulations du comportement thermique d’une pièce en vue de production par fabrication additive.
Ainsi, les aspects calculatoires de la simulation sont déportés vers la construction de cet abaque. Ils peuvent être effectuée en amont de son utilisation et être mutualisés pour plusieurs utilisations. Ces calculs ne viennent ainsi plus pénaliser le traitement de la détermination du comportement thermique d’une pièce à produire.