INPI-France/Brevets-Francais-2024-Chunked huggingface dataset:
Comme pour le premier procédé, dans la zone focale, L’intensité acoustique n’est pas uniforme dans la zone focale. Plus précisément, il est connu que la répartition spatiale d’une intensité acoustique dans un plan focal n’est pas uniforme mais se présente comme une tache d’Airy. Ainsi, dans le plan focal, l’intensité acoustique forme une tache centrale (circulaire) et une série d’anneaux concentriques autour de la tache centrale. La tache centrale concentre 85 % de la puissance acoustique. La puissance acoustique restante est répartie de manière décroissante dans la série d’anneaux concentriques. L‘intensité acoustique moyenne dans la tache centrale est de 0,85 x M x I e . L’intensité acoustique à 80% du maximum de la tache centrale est de 2,9 x M x I e . L’intensité acoustique maximale dans la tache centrale est de 3,7 x M x I e . Cette intensité acoustique maximale dans la tache centrale est ponctuelle. La répartition spatiale de l’intensité acoustique dans un plan perpendiculaire au plan focal n’est pas non plus uniforme. L’intensité acoustique diminue progressivement en s’éloignant du plan focal.
Selon l’invention, pour une poudre de graphite, les ondes acoustiques focalisées doivent générer ensemble, au niveau d’au moins une partie de la zone focale, une intensité acoustique au moins égale à 1.10 12 W.m -2 , intensité correspondant à une intensité acoustique minimale suffisante pour réaliser un changement de phase du graphite en diamant.
Selon l’invention, pour une poudre de carbone amorphe présentant un taux d’hybridation de type sp 3 compris entre 40 % et 90%, les ondes acoustiques focalisées doivent générer ensemble, au niveau d’au moins une partie de la zone focale, une intensité acoustique au moins égale à 2,1.10 12 W.m -2 , intensité correspondant à une intensité acoustique minimale suffisante pour réaliser un changement de phase du carbone amorphe en diamant.
Plus précisément, pour une poudre de carbone amorphe présentant un taux d’hybridation de type sp 3 de 40%, les ondes acoustiques focalisées doivent générer ensemble, au niveau d’au moins une partie de la zone focale, une intensité acoustique au moins égale à 1,4.10 12 W.m -2 , intensité correspondant à une intensité acoustique minimale suffisante pour réaliser un changement de phase dudit carbone amorphe en diamant. Pour une poudre de carbone amorphe présentant un taux d’hybridation de type sp 3 de 90%, les ondes acoustiques focalisées doivent générer ensemble, au niveau d’au moins une partie de la zone focale, une intensité acoustique au moins égale à 2,1.10 12 W.m -2 , intensité correspondant à une intensité acoustique minimale suffisante pour réaliser un changement de phase dudit carbone amorphe en diamant.
La description ci-après et les valeurs sont données dans l’exemple d’un échantillon en poudre de graphique. Pour éviter les redites de la description pour un échantillon en poudre de carbone amorphe, les valeurs associées à un échantillon en poudre de carbone amorphe seront données entre parenthèse.
Pour obtenir une intensité acoustique de 1.10 12 W.m -2 (respectivement comprise entre 1,4.10 12 W.m -2 et 2,1.10 12 W.m -2 selon le taux d’hybridation de type sp 3 ) au niveau d’au moins une partie de la zone focale, il est possible d’agir à la fois sur l’intensité acoustique générée en entrée du système de focalisation et sur le facteur multiplicatif M du système de focalisation. Il est possible d’influer sur plusieurs paramètres dans le dispositif, tels que le nombre de générateurs d’ondes acoustiques, la puissance générée par ces générateurs d’ondes acoustiques, la section d’entrée du système de focalisation, le facteur multiplicatif M du système de focalisation, pour parvenir à obtenir une intensité acoustique de 1.10 12 W.m -2 (respectivement comprise entre 1,4.10 12 W.m -2 et 2,1.10 12 W.m -2 selon le taux d’hybridation de type sp 3 ) au niveau d’au moins une partie de la zone focale.
Comme précisé précédemment, le deuxième procédé selon l’invention s’appuie avantageusement sur le principe de la compression dynamique pour convertir le graphite (respectivement le carbone amorphe) en diamant.
Pour parvenir au changement de phase du graphite (respectivement du carbone amorphe) en diamant, par compression dynamique, il est connu de l’homme du métier que deux conditions doivent être réunies : être à des pressions suffisantes pour que le diamant soit plus stable que le graphite (respectivement le carbone amorphe), conférer suffisamment d’énergie cinétique aux atomes de carbone pour rompre la métastabilité du graphite (respectivement du carbone amorphe) induite par les liaisons doubles entre atomes de carbone.
En d’autres termes, une pression suffisante sur le graphite (respectivement le carbone amorphe) va rendre le diamant stable et une énergie cinétique suffisante va permettre la réalisation du changement de phase.
Pour une compression dynamique réalisée à partir des ondes de choc, comme c’est le cas pour l’art antérieur, la pression et l’énergie cinétique sont apportées par les chocs. Pour une onde de choc, la pression et l’énergie cinétique peuvent être exprimées comme fonction de l’intensité du choc. L’intensité du choc doit alors être suffisante pour que : la pression atteinte dépasse une pression minimale suffisante rendant le diamant plus stable que le graphite (respectivement le carbone amorphe), par exemple au moins 5 GPa ; 5 GPa correspondant à la pression de stabilité du diamant en compression statique ; l’énergie cinétique des atomes soit suffisante pour rompre la métastabilité dudit graphite (respectivement dudit carbone amorphe) pendant la durée de l’émission des ondes de choc.
A titre d’exemple, dans la publication de Erskine et al., il a été montré que, pour une compression dynamique réalisée à partir des ondes de choc, la conversion d’un échantillon de graphite en diamant se fait en quelques centaines de nanosecondes dès 6 GPa et qu’elle est totale en moins de 10 ns dès 20 GPa.
De la même manière, pour une compression avec des ondes acoustiques la pression et l’énergie cinétique peuvent être exprimées comme fonction de l’intensité acoustique.
L’intensité acoustique doit être suffisante pour que : la pression atteinte dépasse une pression minimale suffisante rendant le diamant plus stable que le graphite (respectivement le carbone amorphe), l’énergie cinétique des atomes soit suffisante pour rompre la métastabilité dudit graphite (respectivement dudit carbone amorphe) pendant la durée de l’émission des ondes acoustiques.
Pour un matériau donné initialement à température et pression ambiantes, chaque valeur d’intensité acoustique donne un unique couple de valeurs (pression, énergie cinétique). Ces valeurs d’intensité acoustique ont été caractérisées de manière très détaillée par l’étude des courbes dites Hugoniot, dans le livre « LASL shock Hugoniot data » publié chez University of California Press, 1980.
L’effet de l’énergie cinétique sur la conversion du graphite (respectivement du carbone amorphe) en diamant peut être modélisé par une loi d’Arrhenius « cinétique », similairement à l’effet de la température. Cette modélisation rend compte du rôle joué par l’énergie cinétique dans une compression dynamique, en remplacement de l’énergie thermique dans une compression statique, pour permettre la transition du graphite (respectivement du carbone amorphe) en diamant. Par exemple, une compression dynamique dans du graphite (respectivement du carbone amorphe avec un taux d’hybridation de type sp 3 compris entre 40% et 90%) avec une intensité acoustique de l’ordre de 2.10 13 W.m -2 (respectivement de 2,7.10 13 W.m -2 (pour la poudre de carbone amorphe avec un taux d’hybridation de type sp 3 de 40%) à 4,0.10 13 W.m -2 (pour la poudre de carbone amorphe avec un taux d’hybridation de type sp 3 de 90%)) induit une pression de 25 GPa (respectivement de 34 GPa (pour la poudre de carbone amorphe avec un taux d’hybridation de type sp 3 de 40%) à 49 GPa (pour la poudre de carbone amorphe avec un taux d’hybridation de type sp 3 de 90%)) et une énergie cinétique de 0,16 eV, valeur équivalente à une énergie cinétique d’origine thermique induite par une température de l’ordre de 1500°C.
La représente une courbe de modélisation illustrant la pression induite en fonction de l’intensité acoustique pour une poudre de graphite (courbe en ligne continue), une poudre de carbone amorphe avec un taux d’hybridation de type sp 3 de 40% (courbe en tirets) et une poudre de carbone amorphe avec un taux d’hybridation de type sp 3 de 90% (courbe en pointillés).
La représente une courbe de modélisation illustrant l’énergie cinétique en fonction de l’intensité acoustique pour une poudre de graphite (courbe en ligne continue), une poudre de carbone amorphe avec un taux d’hybridation de type sp 3 de 40% (courbe en tirets) et une poudre de carbone amorphe avec un taux d’hybridation de type sp 3 de 90% (courbe en pointillés). Lorsque l’intensité acoustique est suffisante, la durée de l’émission de l’intensité acoustique conditionne ensuite la proportion du changement de phase, c'est à dire le pourcentage de conversion du graphite (respectivement du carbone amorphe) en diamant. En d’autres termes, pour une intensité acoustique émise donnée, le pourcentage de conversion du graphite (respectivement du carbone amorphe) en diamant est fonction de la durée de l’émission de cette intensité acoustique. Plus précisément, plus la durée de l’émission de l’intensité acoustique est importante, plus le pourcentage de conversion du graphite (respectivement du carbone amorphe) en diamant augmente. De plus, pour un pourcentage de conversion du graphite (respectivement du carbone amorphe) en diamant souhaité, plus l’intensité acoustique émise est importante, plus la durée de l’émission de l’intensité acoustique est réduite.
Partant de la loi d’Arrhenius, la vitesse de la réaction k peut être approximée par la relation suivante :
E a est l’énergie d’activation de la conversion du graphite en diamant, c’est-à-dire l’énergie nécessaire à fournir aux atomes de carbone pour rompre la métastabilité du graphite, et
A est une constante dépendant essentiellement du mécanisme en jeu pour le changement de phase (diffusion thermique, martensitique…).
E a est de l’ordre de 0.2 eV, d’après la publication de Xie et al, 2017, Journal of the American Chemical Society, 139, 7, pages 2545-2548
A partir des résultats des expériences passées de Erskine et al., la constante A est de l’ordre de 2,3.10 9 s -1 .
Ainsi, pour une compression dynamique d’une poudre de graphite (respectivement une poudre de carbone amorphe avec un taux d’hybridation de type sp 3 compris entre 40% et 90%) avec une intensité acoustique de l’ordre de 1,1.10 12 W.m -2 (respectivement de 1,4.10 12 W.m -2 (pour la poudre de carbone amorphe avec un taux d’hybridation de type sp 3 de 40%) à 2,1.10 12 W.m -2 (pour la poudre de carbone amorphe avec un taux d’hybridation de type sp 3 de 90%)), une pression de l’ordre de 5 GPa (correspondant à la pression de stabilité du diamant) (respectivement de 6,5 GPa (pour la poudre de carbone amorphe avec un taux d’hybridation de type sp 3 de 40%) à 9,5 GPa (pour la poudre de carbone amorphe avec un taux d’hybridation de type sp 3 de 90%)) et une énergie cinétique de l’ordre de 0,012 eV (valeur identique pour le carbone amorphe avec un taux d’hybridation de type sp 3 compris entre 40% et 90%) peuvent être obtenues. Cette énergie cinétique induit une vitesse de changement de phase k de l’ordre de 410 s -1 (valeur identique pour le carbone amorphe avec un taux d’hybridation de type sp 3 compris entre 40% et 90%).
Le pourcentage de changement de phase s’exprime en
où t est le temps.
Ainsi, on a donc une conversion de 95% en 3/k secondes, une conversion de 99% en 5/k secondes. Il est ainsi possible de parvenir à une conversion de 99% de la zone sous compression dynamique en un temps de l’ordre de 0,01 seconde (valeur identique pour le carbone amorphe avec un taux d’hybridation de type sp 3 compris entre 40% et 90%).
A titre illustratif, la représente un graphique illustrant la durée nécessaire de l’émission d’une onde acoustique en fonction de l’intensité de ladite onde acoustique pour recréer les conditions suffisantes pour parvenir à un changement de phase de 99% d’un échantillon de graphite en diamant (courbe en ligne continue), d’un échantillon de carbone amorphe avec un taux d’hybridation de type sp 3 compris entre 40% en diamant (courbe en tirets) et d’un échantillon de carbone amorphe avec un taux d’hybridation de type sp 3 compris entre 40% en diamant(courbe en pointillés).
Pour rappel, le carbone amorphe comporte un mélange de liaisons atomiques de type sp 2 et de liaisons atomiques de type sp 3 , ainsi qu’une éventuelle concentration en atomes d’hydrogènes.
Le deuxième procédé s’appuie avantageusement dans une première phase, sur le principe de compression dynamique, qui sera décrit ultérieurement, puis dans une seconde phase, sur le principe du frittage flash à haute pression.
Ainsi, le deuxième procédé permet, dans une première phase, la conversion de la poudre de graphique en poudre de diamant, puis dans une seconde phase, la densification de la poudre de diamant par frittage pour former un diamant.
Le deuxième procédé permet avantageusement d’obtenir un diamant dense, donc un diamant qui présente une résistance mécanique améliorée
Le deuxième procédé comporte le chauffage de l’échantillon 50, à une température prédéterminée.
L’échantillon est chauffé jusqu’à atteindre une température minimale prédéterminée. La température minimale est préférentiellement supérieure à la température de frittage de la poudre diamant, la température de frittage étant fonction de la pression qui va être appliquée sur l’échantillon 50.
Pour rappel, pour une poudre de diamant, la température de frittage est de 1400°C pour une pression appliquée de 5 GPa.
Une fois que l’échantillon est à la température minimale prédéterminée, le deuxième procédé comporte la génération et l’émission d’une pluralité d’ondes acoustiques.
La plage de valeurs limites du taux de compression est, par exemple, comprise entre 13 et 17.
La plage de valeurs limites de la vitesse moyenne de piston est, par exemple, comprise entre 20 m/s et 26 m/s.
La plage de valeurs limites de la cylindrée unitaire est, par exemple, comprise entre 300cm 3 et 500cm 3 .
La plage de valeurs limites s de l’excès d’air de combustion est, par exemple, comprise entre 1,3 et 1,7.
La plage de valeurs limites du rendement thermodynamique est, par exemple, fixée entre 40% et 50%.
Les plages de valeurs limites sont définies au point de puissance maximale pour déterminer l’ensemble des paramètres géométriques et fonctionnels de l’architecture cylindre.
Ensuite, pendant le fonctionnement du moteur, notamment pour des puissances plus faibles, on peut augmenter la valeur de l’excès d’air de combustion.
Selon un mode de réalisation, on détermine l’ensemble des configurations possibles du moteur en fonction du nombre de cylindres déterminé.
Par configuration ou architecture du moteur, on entend un moteur comprenant un seul cylindre ou un moteur comprenant une pluralité de cylindres disposés selon une configuration en ligne, ou selon une configuration en forme de V ou selon une configuration en forme de V en opposition, ou selon une configuration en forme de W, ou encore des cylindres disposés selon une configuration en forme d’étoile, par réplication du cylindre défini préalablement.
La configuration répondant le mieux aux besoins d’intégration donnés dans le cahier des charges moteur et contraignant potentiellement les dimensions générales du moteur, en termes de longueur, largeur et hauteur, sera privilégiée.
Selon un autre aspect, l’invention concerne un moteur à quatre temps à dihydrogène comprenant au moins un cylindre défini par un ensemble de paramètres géométriques propres à un objectif de puissance cible du moteur.
Le cylindre comprenant un alésage à l’intérieur duquel se déplace en translation un piston selon une course.
Le moteur comprend un circuit de combustible comprenant au moins injecteur de combustible configuré pour injecter du dihydrogène directement et/ou indirectement dans le cylindre à partir d’un réservoir à dihydrogène.
L’ensemble de paramètres géométriques comprend au moins un rapport A/C entre l’alésage du cylindre et la course du piston supérieur à 1, de préférence compris entre 1,3 et 2, par exemple égal à 1,6.
Un tel rapport entre l’alésage du cylindre et la course du piston permet de ne pas dépasser une vitesse moyenne de piston pour des raisons de durabilité. Un tel rapport A/C permet d’obtenir une vitesse moyenne de piston comprise entre 20 m/s et 26 m/s, de préférence égale à 24 m/s.
Une telle architecture du cylindre permet d’exploiter des taux de compression élevés sans risques d’auto-inflammation, ce qui est favorable au rendement énergétique.
la est une vue schématique partielle de face d’un aéronef comportant des roues équipées d’un dispositif de freinage magnétique comprenant un assemblage selon l’invention ;
la est une vue schématique partielle d’une de ces roues, en demi-coupe axiale ;
la est une vue en perspective de l’assemblage selon l’invention ;
la est une vue en perspective éclatée de de cet assemblage.
DESCRIPTION DETAILLEE DE L’INVENTION En référence aux figures 1 et 2, l’assemblage selon l’invention est décrit en application à un système de freinage porté par un aéronef 100 comportant des atterrisseurs 101. Chaque atterrisseur 101 comporte une jambe ayant une extrémité pourvue de deux arbres 102 coaxiaux sur chacun desquels est montée pour pivoter une roue 103, chaque arbre 102 ayant un axe central définissant un axe X de rotation de la roue 103 qu’il porte. Chaque roue 103 comporte de façon connue en soi un moyeu 104 monté pour pivoter sur l’arbre 102 et une jante 105 reliée au moyeu 104 par un voile 106. La jante 105 et le moyeu 104 définissent entre eux un espace annulaire 107 ayant une extrémité fermée par le voile 106 et une extrémité ouverte vers l’extérieur de la roue 103 formant une entrée de l’espace annulaire 107. La jante 105 est ceinturée par un pneumatique non représenté reçu entre deux lèvres de la jante 105.
Selon l’invention, les roues 103 sont équipées d'un dispositif de freinage magnétique généralement désigné en 200, qui s’étend ici à l’entrée de l’espace annulaire 107.
Le dispositif de freinage magnétique 200 comprend un élément fixe, ou stator 201, et un élément mobile, ou rotor 202.
Plus précisément ici, le stator 201 et le rotor 202 ont une forme de disque et sont coaxiaux à la roue 103 et à l’arbre 102.
Plus précisément encore, le stator 201 comprend de préférence une pièce interne et une pièce externe sous la forme de deux anneaux concentriques de largeurs différentes (mesurées selon une direction radiale des anneaux).
La pièce interne est agencée et montée sur un tube de torsion 108 pour coulisser parallèlement à l’axe X et pour être liée au tube de torsion 108 en rotation autour de l’axe X (par exemple par la coopération de cannelures/nervures). Le tube de torsion 108 est fixé à une collerette externe 102’ de l’arbre 102 liant en rotation le tube de torsion 108 à l’arbre 102 ou à la jambe de l’atterrisseur 101 et portant des actionneurs 109 ici hydrauliques ou électriques.
La pièce externe est un support amagnétique pourvu d’une pluralité d’aimants ayant des faces libres débouchant sur une face principale du stator 201 en regard d’une face principale du rotor 202 et engendrant des champs magnétiques pour produire un flux magnétique en direction dudit rotor 202, c’est-à-dire un flux magnétique axial parallèle à l’axe X.
Le rotor 202 a une forme de disque annulaire coaxial à la roue 103 et à l’arbre 102 et comporte lui aussi une pièce interne et une pièce externe sous la forme de deux anneaux concentriques de largeurs différentes (mesurées selon une direction radiale des anneaux).
La pièce interne est en cuivre ou en tout autre matériau électriquement conducteur.
La pièce externe est en tout matériau ayant des propriétés mécaniques adaptées à assurer une liaison du rotor 202 à la jante 105. Le rotor 202 est fixé à la roue 103 pour être coaxial à l’arbre 102 et est donc lié en rotation à la roue 103, ici à la jante 105 de la roue 103, et tourne sur lui-même autour de son axe central par rapport aux aimants du stator 201 : pendant ce déplacement du rotor 202 selon une direction circonférentielle par rapport au stator 201, la face principale du rotor 202 reste parallèle à la face principale du stator 201.
Les actionneurs 109 déplacent le stator 201 selon une direction axiale de la roue 103 entre : une première position, ou position de freinage maximal de la roue 103, dans laquelle le stator 201 est rapproché du rotor 202, de sorte que le stator 201 est séparé du rotor 202 par un premier entrefer prédéterminé et ; une deuxième position, ou position de rotation libre de la roue 103, dans laquelle le stator 201 est éloigné du rotor 202, de sorte que le stator 201 est séparé du rotor 202 par un deuxième entrefer prédéterminé supérieur au premier entrefer prédéterminé.
Lorsque le rotor 202 pivote en regard du stator 201 à une vitesse suffisante et avec le premier entrefer, le flux magnétique produit par les aimants est suffisant pour engendrer dans le rotor 202 un courant de Foucault et un effort de freinage du rotor 202. Avec le deuxième entrefer, le flux magnétique produit par les aimants est insuffisant pour engendrer dans le rotor 202 un courant de Foucault et un effort de freinage du rotor 202. Le fonctionnement et le pilotage d’un frein à courant de Foucault sont connus en eux-mêmes et ne seront pas plus détaillés ici.
En variante, le réducteur 42 pourrait être du type planétaire.
Les arbres 46, 48 et 50 peuvent être guidés en rotation par des paliers 56, 58 qui sont également portés par des supports de paliers qui peuvent être fixés au carter d’entrée 52.
Les paliers de la turbomachine 10 sont lubrifiés par de l’huile et sont logés dans des enceintes de lubrification qui permettent de maintenir un brouillard d’huile autour des paliers. La turbomachine 10 comprend ainsi plusieurs enceintes de lubrification le long de l’axe X.
Les paliers 56 et 58 ainsi que le réducteur 42 sont situés dans une enceinte de lubrification A qui est ici située en amont du compresseur basse pression 16, et en partie à l’intérieur du carter d’entrée 52 ( ). Les deux paliers 56 sont situés en amont du réducteur 42 et le palier 58 est situé en aval du réducteur 42.
Le palier 32 est situé dans une enceinte de lubrification B qui est ici située en amont du compresseur haute pression 18 et/ou en aval du compresseur basse pression 16, et donc par exemple à la jonction entre les compresseurs 16, 18. Le palier 32 est par exemple à l’intérieur du compresseur basse pression 16 et en particulier à l’intérieur de son dernier étage aval, et est porté par le carter intermédiaire 36 ( ).
Le palier 29 est situé dans une enceinte de lubrification C qui est ici située en amont du compresseur haute pression 18, et par exemple à l’intérieur du carter intermédiaire 36 ( ).
Le palier 30 est situé dans une enceinte de lubrification D qui est ici située en aval de la turbine haute pression 22, et par exemple à l’intérieur du carter inter-turbines 38 ( ).
Les paliers 34 sont situés dans une enceinte de lubrification E qui est ici située en aval de la turbine haute pression 22 voire en aval de la turbine basse pression 24, et donc par exemple à la jonction entre les turbines 22, 24. Les paliers 34 sont par exemple à l’intérieur de la turbine basse pression 24 et/ou du carter d’échappement 40 et en particulier à l’intérieur du dernier étage aval de la turbine 24, et est porté par le carter d’échappement 40 ( ).