DOMAINE TECHNIQUE

Le domaine de la présente invention est celui de la régulation de débits de fluide, et en particulier la régulation de très petits débits tels que les débits d'alimentation en gaz propulsif de propulseurs électriques spatiaux.

L'invention s'applique de façon privilégiée mais non limitative à un moteur à propulsion ionique ou plasmique du type de ceux utilisés pour la propulsion électrique spatiale, en particulier pour la propulsion de satellites géostationnaires de télécommunication.

ETAT DE L'ART

Dans le cadre de l'utilisation d'un moteur à propulsion électrique, il y est nécessaire d'y associer un contrôleur de débit. Etant donné les faibles débits mis en jeu, un moyen connu par la personne du métier pour la régulation d'un tel débit est le dispositif connu comme « thermo-capillaire », c'est-à-dire un conduit capillaire électriquement conducteur pouvant être connecté à une source de courant électrique. Un tel courant électrique traversant le conduit capillaire va provoquer un réchauffement de celui-ci par effet Joule, réchauffement qui va modifier les conditions d'écoulement du fluide dans le conduit capillaire, et donc le débit massique de fluide traversant le conduit capillaire pour une pression d'alimentation déterminée.

Par ailleurs, le besoin en puissance des moteurs plasmiques évolue, que ce soit vers des puissances plus élevées ou des puissances plus faibles. Le contrôleur de débit doit donc être dimensionné pour fournir des débits plus forts ou plus faibles, tout en permettant au propulseur plasmique de ne pas fonctionner sur un unique point de fonctionnement mais d'offrir à celui-ci une réelle gamme de points de fonctionnement. Autrement dit, le contrôleur de débit doit être capable de fournir une gamme de débit élargie par rapport à l'état de l'art.

Le problème qui se pose est que la technologie actuellement utilisée présente une limite d'utilisation qui ne permet pas de répondre à ce besoin. La technologie du contrôleur de débit doit donc être adaptée pour permettre de répondre au besoin grandissant d'une gamme de débit élargie.

Les difficultés liées à une telle mise en œuvre sont diverses. Le conduit capillaire doit être robuste aux hautes températures. En effet, étant donné les faibles dimensions d'un tel tube, la résistivité de ce tube est élevée, et l'effet Joule engendre des températures pouvant avoisiner les 1000°C. De plus, plus la gamme de débit se veut grande, plus il est nécessaire de recourir à des températures élevées. Par ailleurs, afin de maîtriser l'encombrement par rapport à une enveloppe dimensionnelle donnée, et afin de maîtriser les pertes de charge dans ce tube, il est nécessaire, outre la fabrication du tube en lui-même qui est un enjeu étant donné les faibles dimensions (plusieurs centaines de micromètres pour le diamètre), de pouvoir mettre en forme le conduit capillaire : cette opération est appelée le cintrage, et est généralement réalisée à température ambiante pour des facilités de mise en œuvre. Enfin, il est également nécessaire de pouvoir intégrer le tube capillaire au sein d'une structure par un procédé d'assemblage (par exemple par brasage ou soudage).

Le conduit capillaire est aujourd'hui généralement réalisé à partir d'un acier inoxydable, par exemple l'acier X2CrNi18-10. Ce matériau présente la particularité d'être relativement ductile à 20°C, ce qui facilite sa mise en œuvre lors du cintrage. De plus, ce matériau peut être brasé facilement sur d'autres pièces, ce qui rend son intégration au sein d'une structure abordable. L'inconvénient est que ce matériau se dégrade, entraînant ainsi une modification des conditions d'écoulement au sein du tube capillaire, ce qui implique la diminution du débit maximum de gaz (obtenu à courant nul). En effet, le conduit capillaire se dégrade lorsqu'il est soumis durant plusieurs heures à un courant de quelques ampères (de 3 à 4 A). Or, pour obtenir une gamme de débit convenable, un contrôleur de débit établit ses performances sur un courant électrique pouvant varier de 0 à 4 A (0 A correspondant au débit maximum, 4 A correspondant au débit minimum). La dégradation du tube capillaire, pouvant provoquer jusqu'à la rupture du tube et ainsi laisser fuir toute quantité de xénon, se traduit généralement par une diminution de la section fluidique au sein du tube. En conséquence, le débit maximum atteint à 0 A se trouve impacté par l'application préliminaire d'un courant de plus forte intensité. La gamme de débit du contrôleur est alors réduite d'au moins 10%. Une alternative serait de limiter le courant du thermo-capillaire entre 0 et 2 A par exemple. Cette alternative présente le défaut de diminuer la gamme de débit du contrôleur d'environ 40%, ce qui est fortement pénalisant pour les performances d'un propulseur plasmique.

La présente invention vise à remédier à ces inconvénients, en proposant un dispositif de régulation de débit de fluide propulsif pour propulseur électrique, muni d'un conduit capillaire robuste qui permette de fournir une gamme de débit de fluide propulsif élargie, tout en maîtrisant les dimensions du conduit thermo-capillaire. EXPOSE DE L'INVENTION

L'invention a ainsi pour objet un dispositif de régulation de débit de fluide propulsif pour propulseur électrique, du type dispositif thermocapillaire comprenant au moins un conduit capillaire électriquement conducteur et apte à réguler le débit de fluide propulsif sous l'action d'une modification de température du conduit.

Dans le dispositif selon l'invention, ledit au moins un conduit capillaire comprend un alliage à base de nickel.

La demanderesse a constaté que l'emploi de cet alliage pour le conduit capillaire permettait notamment d'élargir l'intervalle de débit en gaz propulsif, tout en maîtrisant le dimensionnement du conduit et sa mise en forme. Par alliage à base de nickel, on entend un alliage qui comprend au moins 50% en poids de nickel.

De préférence, ledit au moins un conduit capillaire est constitué d'un alliage à base de nickel, c'est-à-dire que le conduit ne comprend que ledit alliage.

L'alliage à base de nickel peut comprendre au moins un élément choisi parmi le chrome, le fer, le manganèse, le cuivre, le niobium et le molybdène.

En particulier, l'alliage à base de nickel peut par exemple comprendre du fer. La teneur en fer peut être inférieure ou égale à 10% du poids de l'alliage.

L'alliage à base de nickel peut comprendre du fer et du chrome. De préférence, l'alliage à base de nickel est choisi parmi a) un alliage comprenant au moins 72% en poids de nickel, de 14 à 17% en poids de chrome et de 6 à 10% en poids de fer, b) un alliage comprenant au moins 58% en poids de nickel, de 20 à 23% en poids de chrome et une teneur en fer inférieure ou égale à 5% en poids, et c) un alliage comprenant de 50 à 55% en poids de nickel et de 17 à 21 % en poids de chrome.

L'alliage à base de nickel peut être choisi parmi les alliages commercialisés sous la dénomination Inconel ^® par la société Spécial Metals Corporation, et notamment parmi les alliages Inconel ^® 600, Inconel ^® 625, et Inconel ^® 718.

Il peut également être choisi parmi l'alliage commercialisé sous la dénomination RA 602 CA ^® par la société Rolled Alloys, l'alliage commercialisé sous la dénomination HAYNES ^® 214 ^® par la société Haynes International, ainsi que l'alliage commercialisé sous la dénomination HAYNES ^® 230 ^® par la société Haynes International.

L'alliage RA 602 CA ^® est un alliage comprenant, en pourcentage en poids, de 24 à 26% de chrome, de 0,15 à 0,25% de carbone, de 1 ,8 à 2,4% d'aluminium, de 0,1 à 0,2% de titane, de 0,05 à 0,12% d'yttrium, de 0,01 à 0,1 0% de zirconium, au plus 0,1 5% de manganèse, au plus 0,5% de silicium, au plus 0,1 % de cuivre, de 8 à 1 1 % de fer, le reste étant du nickel.

L'alliage HAYNES® 214® est un alliage comprenant, en pourcentage en poids, 1 6% de chrome, 4,5% d'aluminium, 3% de fer, au plus 2% de cobalt, au plus 0,5% de manganèse, au plus 0,5% de molybdène, au plus 0,5% de titane, au plus 0,5% de tungstène, au plus 0,1 5% de niobium, au plus 0,2% de silicium, au plus 0,1 % de zirconium, 0,04% de carbone, au plus 0,01 % de bore, 0,01 % d'yttrium, le reste étant du nickel.

L'alliage HAYNES® 230® est un alliage comprenant, en pourcentage en poids, 22% de chrome, 14% de tungstène, 2% de molybdène, au plus 3% de fer, au plus 5% de cobalt, 0,5% de manganèse, 0,4% de silicium, au plus 0,5% de niobium, 0,3% d'aluminium, au plus 0,1 % de titane, 0,1 % de carbone, 0,02% de lanthane, au plus 0,01 5% de bore, le reste étant du nickel.

Ledit au moins un conduit capillaire est typiquement connecté à une source de courant électrique.

Le fluide propulsif peut être du xénon ou du krypton.

L'invention a également pour objet un propulseur électrique. Le propulseur électrique selon l'invention comprend un dispositif décrit ci- dessus.

Le propulseur électrique est typiquement un propulseur plasmique à effet Hall.

L'invention a enfin pour objet un satellite. Le satellite selon l'invention comprend un propulseur électrique décrit ci-dessus.

DESCRI PTION DES FIGURES

L'invention sera mieux comprise et d'autres détails, caractéristiques et avantages de l'invention apparaîtront à la lecture de la description suivante faite à titre d'exemple non limitatif et en référence aux dessins annexés dans lesquels : - la figure 1 , illustre un propulseur spatial électrique selon l'invention, et

- la figure 2 illustre un système d'alimentation en gaz propulsif du propulseur.

DESCRIPTION DETAILLEE

La figure 1 illustre de façon générale un propulseur plasmique à effet Hall 10. Un bobinage magnétique central 12 entoure un noyau central 14 s'étendant selon un axe principal longitudinal A. Une paroi interne annulaire 1 6 encercle le bobinage central 12. Cette paroi interne 1 6 est entourée par une paroi annulaire externe 18, les parois annulaires 16 et 18 délimitant un canal de décharge annulaire 20 s'étendant autour de l'axe principal A. Dans l'exemple décrit ici, la paroi interne 16 et la paroi externe 18 font partie d'une unique pièce en céramique 19.

Dans la suite de la description, le terme "interne" désigne une partie proche de l'axe principal A et le terme "externe" une partie éloignée de cet axe.

Egalement, les termes "amont" et "aval" sont définis par rapport au sens d'écoulement normal du gaz (de l'amont vers l'aval) à travers le canal de décharge 20.

L'extrémité amont 20a du canal de décharge 20 (à gauche sur la figure 1 ) est refermée par un système d'injection 22 composé d'une canalisation 24 d'amenée du gaz ionisable (en général du xénon), la canalisation 24 étant reliée par un trou d'alimentation 25 à une anode 26 servant de distributeur pour l'injection des molécules de gaz dans le canal de décharge 20.

L'extrémité aval 20b du canal de décharge 20 est ouverte (à droite sur la figure 1 ).

Plusieurs bobinages magnétiques périphériques 30 présentant un axe parallèle à l'axe principal A sont disposés tout autour de la paroi externe 18. Le bobinage magnétique central 12 et les bobinages magnétiques externes permettent de générer un champ magnétique radial B dont l'intensité est maximale au niveau de l'extrémité aval 20b du canal de décharge 20.

Une cathode creuse 40 est disposée à l'extérieur des bobinages périphériques 30, sa sortie étant orientée afin d'éjecter des électrons en direction de l'axe principal A et de la zone située en aval de l'extrémité aval 20b du canal de décharge 20. Il est établi une différence de potentiel entre la cathode 40 et l'anode 26.

Les électrons ainsi éjectés sont en partie dirigés à l'intérieur du canal de décharge 20. Certains de ces électrons parviennent, sous l'influence du champ électrique généré entre la cathode 40 et l'anode 26 jusqu'à l'anode 26, tandis que la majorité d'entre eux sont piégés par le champ magnétique B intense au voisinage de l'extrémité aval 20b du canal de décharge 20.

Les molécules de gaz circulant de l'amont vers l'aval dans le canal de décharge 20 sont ionisées par les électrons avec lesquels elles entrent en collision.

Par ailleurs, les électrons présents dans le canal de décharge 20 créent un champ électrique E axial qui accélère les ions entre l'anode 26 et la sortie aval 20b du canal de décharge 20 de telle sorte que ces ions sont éjectés à grande vitesse du canal de décharge 20, ce qui engendre la propulsion du moteur.

L'invention vise plus particulièrement le système d'alimentation du propulseur électrique.

De façon préliminaire, il faut noter que les propulseurs actuels ont besoin d'un faible débit de gaz régulé pour obtenir une poussée constante. Ce débit est créé à partir d'un réservoir et d'un régulateur de pression qui amène la pression dans un domaine constant, le débit étant ensuite régulé pour fournir la quantité de gaz nécessaire au moteur et à la cathode creuse. Cette régulation est usuellement faite par un tube thermo-capillaire alimenté en courant et par des restricteurs de débit permettant une répartition du fluide propulsif entre l'anode et la cathode.

La figure 2 illustre un système d'alimentation 50 du propulseur électrique 10 conforme à l'invention.

Ce système d'alimentation 50 comporte un réservoir haute pression 1 de gaz ionisable, par exemple de xénon ou de krypton, relié, par une canalisation 51 , à un réservoir tampon basse pression 2.

Le volume du réservoir tampon basse pression 2 est de 1 litre environ. La pression dans le réservoir haute pression 1 varie de 150 bars à 1 bar environ ; celle dans le réservoir tampon basse pression 2 varie entre 1 ,5 et 3 bar environ.

Un restricteur 7 est placé sur la canalisation 51 pour détendre la pression entre le réservoir haute pression 1 et le réservoir tampon basse pression 2.

La canalisation 51 comporte également une vanne de régulation 6 du débit de gaz entre le réservoir haute pression 1 et le réservoir tampon basse pression 2.

Le système d'alimentation 50 comporte des moyens 53 pour contrôler l'ouverture et la fermeture de la vanne de régulation 6 et mesurer la pression dans le réservoir tampon basse pression 2 en coopération avec un capteur de pression 54.

Le système d'alimentation 50 comporte, en aval du réservoir tampon basse pression 2, deux vannes d'arrêt V3, V4 une vanne d'arrêt redondante V1 et un thermo-capillaire 52 permettant un réglage fin du débit de gaz vers l'anode 26 et la cathode 40 respectivement. D'autres structures sont possibles, on peut par exemple envisager que la vanne V1 soit redondée et que les vannes V3 et V4 soient absentes.

Des restricteurs 3 et 4 respectivement associés à la cathode 40 et à l'anode 26 permettent de répartir le débit de gaz entre la cathode et l'anode, à savoir environ 8 à 10% vers la cathode et 90 à 92% vers l'anode. Le système d'alimentation 50 comporte aussi une électronique de puissance 81 apte à mettre le moteur sous tension et une électronique d'allumage 82 apte à établir un courant de décharge entre l'anode 26 et la cathode 40. Un logiciel de pilotage permet le séquençage de l'allumage du moteur et le contrôle des vannes pour fournir le gaz et l'électricité au propulseur selon un enchaînement déterminé.

Sur la figure 2 on a référencé DA la décharge d'allumage, nécessaire au démarrage uniquement, et DM la décharge moteur établie entre l'anode 26 et la cathode 40. On notera que dans le cas d'un moteur plasma à effet Hall, l'électronique 81 , 82 précitée est souvent éloignée du propulseur, une unité de filtrage étant utilisée entre le moteur et l'électronique de puissance pour éviter les perturbations électromagnétiques. L'électronique 81 alimente également le thermocapillaire 52, ainsi que les vannes V1 , V3 et V4.

De façon usuelle, le sous-système constitué par la vanne de régulation 6, le restricteur 7, le réservoir tampon basse pression 2, les moyens 53 pour contrôler l'ouverture et la fermeture de la vanne de régulation 6 et le capteur de pression 54 constitue une unité de régulation de pression PRG.

De même, la vanne d'arrêt V1 , le thermo-capillaire 52, les restricteurs 3, 4, et les vannes V3, V4, constituent une unité RDX de régulation du débit en gaz ionisant.

Le gaz circule dans un tube fin, appelé tube capillaire. En appliquant un courant électrique sur le tube capillaire, celui-ci est alors chauffé par effet Joule. Le tube étant chauffé, la viscosité du gaz qui y circule s'en trouve modifiée et dès lors que les conditions d'écoulement du gaz dans le tube sont également modifiées, de sorte qu'il est possible d'ajuster le débit souhaité en fonction du courant électrique appliqué sur le tube.

L'unité RDX de régulation du débit doit normalement être apte à réguler un débit massique d'alimentation en gaz propulsif très faible, de l'ordre de quelques mg/s. C'est pour cela qu'on utilise de façon connue le thermo-capillaire 52, dans lequel le gaz traverse un conduit capillaire connecté à une source de courant pour réguler le débit de gaz en chauffant le conduit capillaire par effet Joule. En pratique, toutefois, les dispositifs de régulation de débit de l'état de la technique ne permettent de faire varier le débit que sur des plages assez étroites, surtout quand la pression d'alimentation est constante. Ainsi, le dispositif de régulation de débit utilisé dans le propulseur à effet Hall commercialisé sous la dénomination PPS®1350, avec une pression d'alimentation en xénon de 265 kPa, ne peut faire varier le débit que sur une plage de 4 à 8 mg/s. Bien que ceci soit suffisant pour ce propulseur à effet Hall existant, qui est optimisé pour un point de fonctionnement unique, à 1 ,5 kW de puissance et 350 V de tension électrique entre l'anode et la cathode, c'est nettement insuffisant pour des propulseurs électrostatiques envisagés pour un fonctionnement sur des larges plages de puissance et poussée, et nécessitant donc la régulation de débits de gaz propulsif pouvant varier, par exemple, entre 10 et 17 mg/s ou même entre 17 et 50 mg/s.

Conformément à l'invention, on résout ce problème en utilisant pour le thermo-capillaire 52 un conduit capillaire comprenant un alliage à base de nickel. On utilise plus particulièrement les alliages commercialisés sous la dénomination Inconel ^® par la société Spécial Metals Corporation, et notamment parmi les alliages Inconel ^® 600, Inconel ^® 625, et Inconel ^® 718.

L'alliage Inconel ^® 600 est un alliage comprenant, en pourcentage en poids, au moins 72% de nickel, de 14 à 17% de chrome, de 6 à 10% de fer, au plus 1 % de manganèse, au plus 0,5% de cuivre, au plus 0,5% de silicium, au plus 0,15% de carbone et au plus 0,015% de soufre.

L'alliage Inconel ^® 625 est un alliage comprenant, en pourcentage en poids, au moins 58% de nickel, de 20 à 23% de chrome, au plus 5% de fer, de 8 à 10% de molybdène, de 3,15 à 4,15% de niobium, au plus 1 % de cobalt, au plus 0,5% de manganèse, au plus 0,4% d'aluminium, au plus 0,4% de titane, au plus 0,5% de silicium, au plus 0,1 % de carbone, au plus 0,015% de soufre et au plus 0,015% de phosphore. L'alliage Inconel 718 est un alliage comprenant, en pourcentage en poids, de 50 à 55% de nickel, de 17 à 21 % de chrome, de 2,8 à 3,3% de molybdène, de 4,75 à 5,5% de niobium, au plus 1 % de cobalt, au plus 0,35% de manganèse, au plus 0,3% de cuivre, de 0,2 à 0,8% d'aluminium, de 0,65 à 1 ,15% de titane, au plus 0,35% de silicium, au plus 0,08% de carbone, au plus 0,015% de soufre, au plus 0,015% de phosphore et au plus 0,006% de bore, le reste pouvant être du fer.

On peut également utiliser en tant qu'alliage de nickel l'alliage commercialisé sous la dénomination RA 602 CA ^® par la société Rolled Alloys, l'alliage commercialisé sous la dénomination HAYNES ^® 214 ^® par la société Haynes International, ainsi que l'alliage commercialisé sous la dénomination HAYNES ^® 230 ^® par la société Haynes International.

L'alliage RA 602 CA ^® est un alliage comprenant, en pourcentage en poids, de 24 à 26% de chrome, de 0,15 à 0,25% de carbone, de 1 ,8 à 2,4% d'aluminium, de 0,1 à 0,2% de titane, de 0,05 à 0,12% d'yttrium, de 0,01 à 0,10% de zirconium, au plus 0,15% de manganèse, au plus 0,5% de silicium, au plus 0,1 % de cuivre, de 8 à 1 1 % de fer, le reste étant du nickel.

L'alliage HAYNES ^® 214 ^® est un alliage comprenant, en pourcentage en poids, 1 6% de chrome, 4,5% d'aluminium, 3% de fer, au plus 2% de cobalt, au plus 0,5% de manganèse, au plus 0,5% de molybdène, au plus 0,5% de titane, au plus 0,5% de tungstène, au plus 0,15% de niobium, au plus 0,2% de silicium, au plus 0,1 % de zirconium, 0,04% de carbone, au plus 0,01 % de bore, 0,01 % d'yttrium, le reste étant du nickel.

L'alliage HAYNES ^® 230 ^® est un alliage comprenant, en pourcentage en poids, 22% de chrome, 14% de tungstène, 2% de molybdène, au plus 3% de fer, au plus 5% de cobalt, 0,5% de manganèse, 0,4% de silicium, au plus 0,5% de niobium, 0,3% d'aluminium, au plus 0,1 % de titane, 0,1 % de carbone, 0,02% de lanthane, au plus 0,015% de bore, le reste étant du nickel.

Changer de matériau pour le conduit capillaire implique de changer tous les paramètres physiques intrinsèques à ce dernier, et notamment les propriétés thermiques et électriques. En effet, il n'était pas évident que le couplage de ces propriétés permette de répondre aux contraintes opérationnelles du thermo-capillaire sans impacter significativement sa définition actuelle. Or, il est montré que les alliages à base de nickel, en particulier les alliages Inconel ^® mentionnés ci-dessus, permettent d'assurer la fonction du thermo-capillaire avec aisance sur une gamme étendue de débit de fluide propulsif. Ces alliages permettent de résoudre la problématique liée à la limitation thermique, tout en restant compatible avec les contraintes dimensionnelles et d'intégration des contrôleurs de débit existants. En particulier, ces alliages permettent de s'affranchir des mécanismes de dégradation révélés à haute température sur les conduits capillaires en acier inoxydable. Ces mécanismes de dégradation comprennent l'oxydation du tube capillaire, les ségrégations différentielles du chrome et du nickel au sein du matériau, de part et d'autre de la paroi du tube, ainsi que la précipitation de carbures de chrome.