INPI-France/Brevets-Francais-2024-Chunked huggingface dataset:
En résumé, selon le procédé de surveillance sur longue durée de la corrosion sous contrainte et de la fatigue de la turbine nucléaire en service dans des modes de réalisation de la présente divulgation, la durée de vie calendaire de propagation de fissure du composant de surveillance est acquise sur la base des données de surveillance de longue durée de vie sous la catégorie de propagation de fissures détectée du composant de surveillance ; et la surveillance de sécurité est réalisée sur la durée de vie de propagation de fissure du composant de surveillance sur la base de la durée de vie calendaire de propagation de fissure. Par conséquent, la surveillance de sécurité est effectuée sur la durée de vie de propagation de fissure du composant de surveillance en tenant compte des influences de la corrosion sous contrainte et de la fatigue sur la durée de vie du composant de surveillance, pour garantir un fonctionnement de longue durée et sûr de la turbine nucléaire en service.
En prenant, par exemple, une rainure d’aube d’un rotor en tant que composant de surveillance, il peut être décrit ci-dessous l’acquisition de la durée de vie calendaire de propagation de fissure de la rainure d’aube du rotor.
Comme illustré sur la , en réponse au fait que le composant de surveillance est la rainure d’aube du rotor, l’acquisition de la durée de vie calendaire de propagation de fissure de la rainure d’aube du rotor peut comprendre les étapes suivantes.
À l’étape S1201, la durée de vie calendaire de propagation de fissure sous la première catégorie de propagation de fissure est acquise sur la base d’une durée de vie de propagation de fissure par corrosion sous contrainte, d’une pluralité de phases de durées de vie de propagation de fissures par fatigue oligocyclique et d’une durée de vie de propagation de fissures par fatigue à grand nombre de cycles sous la première catégorie de propagation de fissure.
Un tel accumulateur de pression est un système de sécurité fiable (notamment dû à la proximité physique entre l’accumulateur et le actionneurs ou vérins, ce qui améliore les chances du système de résister à des accidents extrêmes du type perte d’une aube d’hélice) et relativement léger par rapport à d’autres systèmes de sécurité envisageables.
Dans certains modes de réalisation, l’angle de calage cyclique peut être compris entre ± 30° (plus ou moins trente degrés d’angle), par ex ± 6° (plus ou moins six degrés d’angle).
Une telle amplitude d’angle de calage cyclique d’assurer l’efficacité requise pour un ensemble propulsif du type « open fan » dans son contexte aérodynamique, sur un aéronef, par exemple un avion, en vol, tout en étant dimensionné au plus juste, ce qui permet indirectement d’optimiser la masse de l’ensemble.
Dans certains modes de réalisation, l’hélice peut présenter un diamètre mesuré en bord d’attaque supérieur ou égal à 1,98 m (un mètre et quatre-vingt-dix-huit centièmes de mètre) et inférieur ou égal à 6.12 m (six mètres et douze centièmes de mètre), par exemple supérieur ou égal à 1,98 m (un mètre et quatre-vingt-dix-huit centièmes de mètre) et inférieur ou égal à 4,30 m (quatre mètres et trente centièmes de mètre).
Des telles aubes permettent d’optimiser l’efficacité globale de l’ensemble propulsif monté sur un aéronef, par exemple un avion, en fonction du besoin associé à la catégorie de l’avion (e.g. nombre de places), ce qui permet indirectement d’optimiser la masse de l’ensemble. Par ailleurs, un grand diamètre d’hélice peut permettre d’améliorer le rendement propulsif malgré l’augmentation de masse que cela peut représenter.
Dans certains modes de réalisation, l’hélice peut comprendre au moins 10 (dix) aubes et au plus 18 (dix-huit) aubes.
Un tel nombre de aubes permet d’assurer l’efficacité aérodynamique et acoustique requise, et donc une efficacité globale de l’ensemble propulsif satisfaisante, tout en optimisant la masse de l’ensemble propulsif.
Dans certains modes de réalisation, l’hélice peut présenter un rapport moyeu-tête supérieur ou égal à 0,22 (vingt-deux centièmes) et inférieur ou égal à 0,35 (trente-cinq centièmes), par exemple supérieur ou égal à 0,25 (vingt-cinq centièmes) et inférieur ou égal à 0,35 (trente-cinq centièmes), par exemple inférieur ou égal à 0,27 (vingt-sept centièmes).
Le rapport moyeu-tête est le rapport du rayon interne de l’hélice divisé par le rayon externe de l’hélice. Le rayon interne correspond à la distance radiale entre l’axe de rotation de l’hélice et le point d’intersection du bord d’attaque du profil aérodynamique des aubes de l’hélice avec la surface aérodynamique de la plateforme interne inter-aubes. Le rayon externe correspond à la distance entre l’axe de rotation de l’hélice et le point d’intersection entre le bord d’attaque du profil aérodynamique des aubes de l’hélice et le sommet des aubes de l’hélice (et correspond à la moitié du diamètre de l’hélice). Au plus le rapport moyeu-tête est petit, au plus l’hélice est performante et au plus la charge mécanique subie par le moyeu augmente.
Un tel rapport moyeu-tête permet d’assurer l’efficacité aérodynamique et acoustique requise, et donc une efficacité globale de l’ensemble propulsif satisfaisante, tout en optimisant la masse de l’ensemble propulsif.
Dans certains modes de réalisation, l’hélice peut comprendre au moins 10 (dix) aubes et au plus 16 (seize) aubes et le rapport moyeu-tête peut être supérieur ou égal à 0,25 (vingt-cinq centièmes) et inférieur ou égal à 0,30 (trente centièmes).
Une telle combinaison du nombre d’aubes et du rapport moyeu-tête permet d’assurer une efficacité aérodynamique et acoustique, et donc une efficacité globale de l’ensemble propulsif optimisées, ce qui permet d’optimiser encore la masse de l’ensemble propulsif.
Dans certains modes de réalisation, l’hélice peut comprendre au moins 14 (quatorze) aubes et au plus 18 (dix-huit) aubes et le rapport moyeu-tête peut être supérieur ou égal à 0,30 (trente centième) et inférieur ou égal à 0,35 (trente-cinq centièmes).
Dans certains modes de réalisation, le mécanisme de réduction peut avoir un rapport de réduction supérieur ou égal à 2,5 (deux et cinq dixièmes) et inférieur ou égal à 11,0 (onze), par exemple supérieur ou égal à 2,7 (deux et sept dixièmes) et inférieur ou égal à 6,0 (six), par exemple supérieur ou égal à 2,7 (deux et sept dixièmes) et inférieur ou égal à 3,6 (trois et six dixièmes), par exemple autour de 3,0 (trois).
Une tel rapport de réduction permet d’optimiser d’une part l’efficacité de la turbine du générateur de gaz et d’autre par l’efficacité de l’hélice en fonction de son diamètre extérieur en tête d’aube, ce qui permet indirectement d’optimiser la masse et le rendement de l’ensemble propulsif.
L’homme du métier sait déterminer la quantité de composé créant un milieu réducteur lors de la fusion, dans la charge de départ, pour obtenir, à l’étape b), une fusion en milieu réducteur.
De préférence, la charge de départ contient une quantité de composé créant un milieu réducteur lors de la fusion supérieure à 1%, de préférence supérieure à 1,5% et, de préférence inférieure à 5%, de préférence inférieure à 4%, en pourcentage en masse sur la base de la charge de départ.
Dans un mode de réalisation, l’étape c) conduit à une masse solide sous la forme d’un mélange particulaire.
Si l’étape c) ne permet pas d’obtenir directement un mélange de grains, ou si ces grains ne présentent pas une granulométrie adaptée à l’application visée, un broyage de la masse solide (étape d)) peut être mis en œuvre, selon des techniques conventionnelles.
Une sélection granulométrique (étape e)), par exemple par tamisage ou cyclonage, peut être mise en œuvre pour obtenir un mélange de grains présentant une granulométrie adaptée à l’application visée.
L’étape d) et/ou l’étape e) peuvent être mises en œuvre avant ou après l’étape f) de calcination. Elle(s) est/sont de préférence réalisées avant l’étape f).
De préférence, les grains fondus obtenus en fin d'étape c) et/ou d) et/ou e) présentent une teneur en carbone supérieure à 15 ppm et inférieure à 1000 ppm, ladite teneur étant mesurée à l’aide d’un analyseur carbone-soufre modèle CS744, commercialisé par la société LECO.
A l’étape f), la masse solide obtenue en fin d’étape c), de préférence après réduction sous la forme d’un mélange particulaire lors de l’étape d) si le procédé comporte une telle étape, ou de préférence après l’étape e) si le procédé comporte une telle étape, est calcinée.
Si la calcination est réalisée sur la masse solide directement obtenue en fin d’étape c), une étape d) et de préférence une étape e) est/sont alors réalisée(s) après l’étape f).
- l’élément de retenue se présente sous la forme d’une palette qui s’étend perpendiculairement par rapport au fond du réceptacle de tri ;
- une unité centrale paramétrée pour commander le déplacement de l’élément de retenue dans la direction de remplissage avant chaque chargement d’objet ;
- l’unité centrale est paramétrée pour commander le déplacement de l’élément de retenue dans la direction de remplissage à partir d’une donnée numérique correspondant à l’épaisseur d’un prochain objet à charger dans le réceptacle de tri ;
- le réceptacle de tri comprend une paroi latérale ajourée et en ce que l’élément de retenue se présente sous la forme d’un peigne complémentaire à la paroi latérale ajourée de sorte que l’élément de retenu est conçu pour venir peigner la paroi latérale ajourée lorsqu’il est déplacé dans la direction de remplissage hors du réceptacle de tri en position de chargement ;
- le réceptacle de tri est monté pivotant sur un chariot de sorte que le réceptacle de tri est conçu pour pivoter entre la position de chargement et une position de déchargement dans laquelle le fond du réceptacle de tri est sensiblement à l’horizontal ;
- chaque sortie de tri comprend un élément de blocage conçu pour bloquer le chariot lorsque le réceptacle de tri est en position de chargement et pour libérer le chariot lorsque le réceptacle de tri est en position de déchargement ;
- chaque réceptacle de tri comprend une ouverture principale sur le dessus qui s’étend dans la longueur et en ce que chaque sortie de tri comprend un châssis conçu pour obturer au moins partiellement l’ouverture principale du réceptacle de tri lorsqu’il est en position de chargement.
- la illustre de façon schématique une installation de tri d’objets selon l’invention ;
- la illustre de façon schématique des sorties de tri et des réceptacles de tri selon l’invention dont un réceptacle de tri en cours d’installation sous une sortie de tri;
- la illustre de façon schématique des sorties de tri et des réceptacles de tri selon l’invention, lesdits réceptacles de tri étant installés sous les sorties de tri en position de chargement ;
- la illustre de façon schématique un réceptacle de tri selon l’invention en position de chargement avec l’élément de retenue hors du réceptacle de tri ;
- la illustre de façon schématique un réceptacle de tri selon l’invention en position de chargement avec l’élément de retenue en position haute ;
- la illustre de façon schématique une étape 100 du processus de tri selon l’invention ;
- la illustre de façon schématique une étape 200 du processus de tri selon l’invention ;
- la illustre de façon schématique une étape 300 du processus de tri selon l’invention ;
Dans une mise en œuvre, l’acquisition de la durée de vie calendaire de propagation de fissure sous la première catégorie de propagation de fissure sur la base de la durée de vie de propagation de fissure par corrosion sous contrainte, des durées de vie de propagation de fissure par fatigue oligocyclique dans la pluralité de phases et de la durée de vie de propagation de fissure par fatigue à grand nombre de cycles sous la première catégorie de propagation de fissure comprend l’acquisition d’une durée de vie calendaire dans chaque phase de la première catégorie de propagation de fissure sur la base de la durée de propagation de fissure par corrosion sous contrainte, des durées de vie de propagation de fissure par fatigue oligocyclique dans la pluralité de phases et de la durée de vie de propagation de fissure par fatigue mise en œuvre sous la première catégorie de propagation de fissure, et l’acquisition de la durée de vie calendaire de propagation de fissure sous la première catégorie de propagation de fissure sur la base de la durée de vie calendaire dans chaque phase de la première catégorie de propagation de fissure.
Dans certains exemples, une durée de vie calendaire dans une première phase de la première catégorie de propagation de fissure est acquise sur la base d’une durée de vie de propagation de fissure par fatigue oligocyclique dans la première phase de la première catégorie de propagation de fissure dans la condition transitoire d’arrêt normal de la turbine nucléaire en service, d’une durée de vie de propagation de fissure par fatigue oligocyclique dans la première phase de la première catégorie de propagation de fissure dans la condition transitoire de test de survitesse de 110 % de la turbine nucléaire en service, d’une durée de vie de propagation de fissure par fatigue oligocyclique dans la première phase de la première catégorie de propagation de fissure dans la condition transitoire de fonctionnement en survitesse de 120 % de la turbine nucléaire en service, d’un nombre moyen annuel d’arrêts normaux, d’un nombre moyen annuel de tests de survitesse de 110 % et d’un nombre moyen annuel de fonctionnements en survitesse de 120 % de la turbine nucléaire en service.
Dans certains exemples, une durée de vie calendaire dans une deuxième phase de la première catégorie de propagation de fissure est acquise sur la base d’une durée de vie de propagation de fissure par corrosion sous contrainte sous la première catégorie de propagation de fissure, d’une durée de vie de propagation de fissure par fatigue oligocyclique dans la deuxième phase de la première catégorie de propagation de fissure dans la condition transitoire d’arrêt normal de la turbine nucléaire en service, d’une durée de vie de propagation de fissure par fatigue oligocyclique dans la deuxième phase de la première catégorie de propagation de fissure dans la condition transitoire de test de survitesse de 120 % de la turbine nucléaire en service, d’une durée de vie de propagation de fissure par fatigue oligocyclique dans la deuxième phase de la première catégorie de propagation de fissure dans la condition transitoire de test de survitesse de 120 % de la turbine nucléaire en service, du nombre moyen annuel d’arrêts normaux, du nombre moyen annuel de tests de survitesse de 110 % et du nombre moyen annuel de fonctionnements en survitesse de 120 % de la turbine nucléaire en service.
Dans certains exemples, une durée de vie calendaire dans une troisième phase de la première catégorie de propagation de fissure est acquise sur la base de la durée de vie de propagation de fissure par corrosion sous contrainte sous la première catégorie de propagation de fissure, d’une durée de vie de propagation de fissure par fatigue à grand nombre de cycles sous la première catégorie de propagation de fissure, d’une durée de vie de propagation de fissure par fatigue oligocyclique dans la troisième phase de la première catégorie de propagation de fissure dans la condition transitoire d’arrêt normal de la turbine nucléaire en service, d’une durée de vie de propagation de fissure par fatigue oligocyclique dans la troisième phase de la première catégorie de propagation de fissure dans la condition transitoire de test de survitesse de 110 % de la turbine nucléaire en service, d’une durée de vie de propagation de fissure par fatigue oligocyclique dans la troisième phase de la première catégorie de propagation de fissure dans la condition transitoire de fonctionnement en survitesse de 120 % de la turbine nucléaire en service, du nombre moyen annuel d’arrêts normaux, du nombre moyen annuel de tests de survitesse de 110 % et du nombre moyen annuel de fonctionnements en survitesse de 120 % de la turbine nucléaire en service et d’un nombre moyen annuel de fatigues à grand nombre de cycles de la rainure d’aube du rotor.
Une durée de vie calendaire de propagation de fissure sous la première catégorie de propagation de fissure est acquise sur la base de la durée de vie calendaire dans la première phase de la première catégorie de propagation de fissure, de la durée de vie calendaire dans la deuxième phase de la première catégorie de propagation de fissure et de la durée de vie calendaire dans la troisième phase de la première catégorie de propagation de fissure.
Dans certains exemples, un procédé de calcul d’une durée de vie calendaire de propagation de fissure τ CL1 sous la première catégorie de propagation de fissure est comme suit :
où, τ CL1,1 est une durée de vie calendaire dans une première phase de la première catégorie de propagation de fissure, τ CL1,2 est une durée de vie calendaire dans une deuxième phase de la première catégorie de propagation de fissure, τ CL1,3 est une durée de vie calendaire dans une troisième phase de la première catégorie de propagation de fissure, y n est un nombre moyen annuel d’arrêts normaux de la turbine nucléaire en service, y 110% est un nombre moyen annuel de tests de survitesse de 110 % de la turbine nucléaire en service, y 120% est un nombre moyen annuel de fonctionnements en survitesse de 120 % de la turbine nucléaire en service, et y H est un nombre moyen annuel de fatigues à grand nombre de cycles de la rainure d’aube du rotor.
Dans certains exemples, le nombre moyen annuel y H de fatigues à grand nombre de cycles de la rainure d’aube du rotor peut être acquis sur la base d’un nombre moyen annuel t y d’heures de fonctionnement de la turbine nucléaire en service et d’une vitesse de travail n 0 de la turbine nucléaire en service. Par exemple, il peut être mis en œuvre sur la base de l’équation suivante :
Par exemple, en prenant la rainure d’aube de type T inversé de cinquième étage du rotor basse pression No. 1 de la turbine nucléaire en service A dans le mode de réalisation ci-dessus par exemple, la catégorie de propagation de fissure de la rainure d’aube de type T inversé de cinquième étage du rotor basse pression No. 1 de la turbine nucléaire en service A est la première catégorie de propagation de fissure. Les données calendaires de base de surveillance de conception de la rainure d’aube de type T inversé de cinquième étage du rotor basse pression No. 1 de la turbine nucléaire en service A sont telles qu’illustrées dans le tableau 12.
Tableau 12. Données calendaires de base de surveillance de conception d’une rainure d’aube d’un rotor de turbine nucléaire en service No. Item Valeur des données 1 nombre moyen annuel y n /périodes d’arrêts normaux 99 2 nombre moyen annuel y 110% /périodes de test de survitesse de 110 % 1 3 nombre moyen annuel y 120% /périodes de fonctionnement en survitesse de 120 % 0,2 4 nombre moyen annuel d’heures de fonctionnement t y /h 7000 5 vitesse de travail n 0 /r/min 1500 6 valeur de critère de surveillance τ 0 /année pour la sécurité d’une durée de vie de propagation de fissure 60 7 intervalle de révision planifiée τ m /année d’une turbine nucléaire en service 10
Un procédé de calcul d’un nombre moyen annuel de fatigues à grand nombre de cycles de la rainure d’aube de type T inversé de cinquième étage du rotor basse pression No. 1 de la turbine nucléaire en service A est comme suit :
Un procédé de calcul de la durée de vie calendaire de propagation de fissure τ CL1 sous la première catégorie de propagation de fissure de la rainure d’aube de type T inversé de cinquième étage du rotor basse pression No. 1 de la turbine nucléaire en service A est comme suit :
Par exemple, en prenant la rainure d’aube de type T inversé de cinquième étage du rotor basse pression No. 2 de la turbine nucléaire en service B dans le mode de réalisation ci-dessus par exemple, la catégorie de propagation de fissure détectée de la rainure d’aube de type T inversé de cinquième étage du rotor basse pression No. 2 de la turbine nucléaire en service B est la première catégorie de propagation de fissure. Les données calendaires de base de surveillance de conception de la rainure d’aube de type T inversé de cinquième étage du rotor basse pression No. 2 de la turbine nucléaire en service B sont telles qu’illustrées dans le tableau 12.
Un procédé de calcul du nombre moyen annuel de fatigues à grand nombre de cycles de la rainure d’aube de type T inversé de cinquième étage du rotor basse pression No. 2 de la turbine nucléaire en service B est comme suit :
Un procédé de calcul de la durée de vie calendaire de propagation de fissure τ CL1 sous la première catégorie de propagation de fissure de la rainure d’aube de type T inversé de cinquième étage du rotor basse pression No. 2 de la turbine nucléaire en service B est comme suit :
À l’étape S1202, une durée de vie calendaire de propagation de fissure sous la deuxième catégorie de propagation de fissure est acquise sur la base d’une durée de vie de propagation de fissure par corrosion sous contrainte, de durées de vie de propagation de fissures par fatigue oligocyclique dans une pluralité de phases et d’une durée de vie de propagation de fissure par fatigue à grand nombre de cycles sous la deuxième catégorie de propagation de fissure.
Par « système de motorisation » au sens de la présente invention, on entend désigner un système comprenant toutes les pièces mécaniques nécessaires à l’application mobile ou stationnaire visée et incluant au moins un moteur. Il peut s’agir d’un système de motorisation à combustion, à gaz, électrique ou hybride, suivant la nature du ou des moteurs inclus dans le système de motorisation : moteur à combustion, à gaz, et/ou électrique.
Un système de motorisation mobile peut être ainsi un système de propulsion d’un véhicule, en particulier d’un véhicule à combustion, d’un véhicule électrique ou encore d’un véhicule hybride.
Enfin, à chaque section de passage 51 est associé un coefficient de perte de charge. On appelle coefficient de débit le produit de la section de passage 51 et du coefficient de perte de charge.
Par la suite, on appellera « joint central 5a» l’un des joints 5 positionné au niveau d’une portion centrale de la tête 31 du piston 3. On appellera « joint proximal 5b » un joint situé à une première extrémité du piston 3 et destiné à être le plus proche de la chambre 4 de compression ou de pompage. Enfin, on appellera « joint distal 5c » un joint situé à une deuxième extrémité du piston 3 et destiné à être le plus éloigné de la chambre 4 de compression ou de pompage.
Par ailleurs, on appellera « étage central 6a » l’un des étages 6 situés au niveau de la portion centrale du piston 3. On appellera « étage proximal 6b » l’étage destiné à être le plus proche de la chambre 4 de compression ou de pompage. On appellera « étage distal 6c », l’étage destiné à être le plus éloigné de la chambre 4 de compression ou de pompage.
Selon l’invention, tout ou partie des sections de passage 51 des joints sont non uniformes le long du piston 3 (ou de la tête 31 du piston 3). En variante ou en complément, tout ou partie des étages 6 présentent des volumes non uniformes le long du piston 3 (ou de la tête 31 de piston 3).
Par sections de passage « non uniformes », on entend des sections de passage n’ayant pas toutes la même taille (ou les mêmes dimensions).
De façon avantageuse, comme mieux illustré à la et à la en relation avec le premier mode de réalisation de la machine 1, au moins un joint central 5a présente une section de passage 51 moins grande que la section de passage 51 du joint proximal 5b, et moins grande que la section de passage 51 du joint distal 5c.
De façon avantageuse, la section 51 de passage des joints 5 varie le long du piston 3 (et plus spécifiquement le long de la tête 31 du piston 3) selon un profil décroissant depuis le joint proximal 5b jusqu’au joint central 5a, puis selon un profil croissant depuis le joint central 5a jusqu’au joint distal 5c.
Il est à noter que la section de passage 51 du joint distal 5c peut être supérieure à la section de passage 51 du joint proximal 5b.