Effets de la rugosité de surface sur les pertes de charge et le transfert thermique des mini-canaux obtenus par fabrication additive de l’Inconel 718
par
Rym Gazzah
Mémoire de maitrise Spécialité : Génie mécanique
FACULTÉ DE GÉNIE UNIVERSITÉ DE SHERBROOKE
Sherbrooke, Québec, Canada, Septembre 2021
MEMBRES DU JURY
Pr Mathieu PICARD
Directeur
Pr Vladimir BRAILOVSKI
Codirecteur
Pr Jean-Sébastien PLANTE
Évaluateur
Pr David RANCOURT
Rapporteur
RÉSUMÉ
Les microturbines renversées avec des pales en céramique présentent un concept prometteur pour les systèmes à propulsion hybride dans le domaine de l’aéronautique. Les pales en céramique permettent d’opérer la turbine à très haute température. Ces pales sont retenues en compression, à cause de leur faible résistance en tension, à l’aide d’un anneau de composite en carbone qui à son tour doit être refroidi par un anneau de refroidissement pour le protéger thermiquement.
L’anneau de refroidissement est formé par un réseau annulaire de mini-canaux suivant un angle déterminé. Idéalement, l’obtention de l’anneau de refroidissement se fait grâce à la fabrication additive métallique vue la complexité de la géométrie, notamment grâce à la fusion laser sur lit de poudre (Laser powder bed fusion, LPBF). Cependant, ce procédé de fabrication engendre une rugosité de surface élevée ainsi que des déviations géométriques. Le présent travail permet de comprendre les effets de la rugosité de surface sur les pertes de charge et le transfert thermique local de l’anneau de refroidissement. Des mini-canaux représentatifs sont obtenus par LPBF de l’Inconel 718. Ensuite, un procédé de polissage par flux abrasif développé au laboratoire a été ajusté et appliqué aux différents échantillons afin de modifier la rugosité de surface. Les résultats montrent que le diamètre hydraulique augmente de 27 % et la rugosité baisse de 85 % après 120 minutes de polissage. Par le biais d’un banc de test expérimental, les pertes de charge ainsi que le transfert thermique, associés aux différentes rugosités de surface, sont évalués et comparés à la littérature. Les résultats montrent que les pertes de charge diminuent de 44 % pour une durée de 120 minutes de polissage. Cependant, contrairement à la littérature, la rugosité de surface générée par LPBF des mini-canaux n’améliore pas le transfert thermique. Cette observation confirme que l’effet de la rugosité de surface sur le transfert thermique dépend non seulement de sa valeur, mais aussi de sa forme.
Mots clés : mini-canaux, polissage par flux abrasif, rugosité de surface, fabrication additive métallique, transfert thermique, turbine renversée.
Remerciements
La réalisation de ce mémoire a été possible grâce au concours de plusieurs personnes à qui je voudrais témoigner toute ma reconnaissance.
En premier lieu, je désire exprimer toute ma reconnaissance à mon directeur de recherche le professeur Mathieu Picard pour sa bienveillance et son encadrement exaltant. Grâce à sa confiance et ses encouragements continus, j'ai pu m'accomplir dans mes missions. Merci pour les compétences que j’ai pu acquérir dans votre laboratoire, j’en suis reconnaissante à vie.
Je remercie aussi mon codirecteur, le professeur Vladimir Brailovski pour cette enrichissante collaboration avec son laboratoire LAMSI. Son expertise dans le domaine de la fabrication additive m’était très bénéfique pour le présent projet de recherche et pour élargir mes connaissances aussi. Je remercie également les membres de groupe LAMSI pour leur aide précieuse, en particulier, Neda Mohammadian qui m’a accompagnée dans les démarches des tests expérimentaux.
Je remercie Patrick Dubois, mon collègue de travail, qui m’a supporté tout au long de ma maitrise. Il a non seulement assuré le suivi des avancements sur mon projet, mais aussi il m’a bien orienté dans les moments les plus difficiles. Patrick est un exemple modèle à suivre pour ses qualités de générosité et son dévouement au travail.
Je remercie les professeurs Jean-Sébastien Plante et David Rancourt qui ont accepté d’évalué ce mémoire
Je remercie également tous mes collègues de travail du groupe Ramjet pour leur collaboration.
Enfin, je dédie ce travail à mes parents, qui m'ont comblé de leur soutien et m'ont voué un amour inconditionnel. Vous êtes pour moi un exemple de courage et de sacrifice continu et je suis redevable d’une éducation dont je suis fière.
Nomenclature
Ac Aire de passage des mini-canaux, mm² D Diamètre de la conduite d'air, mm
𝐷ℎ Diamètre hydraulique des mini-canaux, mm
𝑓 Facteur de friction de Darcy pour un des mini-canaux rugueux 𝑓𝐹𝑎𝑛 Facteur de friction de Fanning
𝑓0 Facteur de friction de Darcy pour des mini-canaux rugueux h Coefficient de transfert thermique par convection, W·m−2·K−1 k Conductivité thermique, W.m-1.K-1
K Coefficient de pertes de charge
KSE Coefficient de pertes de charge pour expansion soudaine KSC Coefficient de pertes de charge pour contraction soudaine L Longueur des mini-canaux, mm
𝑁𝑢 Nombre de Nusselt pour des mini-canaux rugueux 𝑁𝑢0 Nombre de Nusselt pour des mini-canaux lisses 𝑁𝑢𝐺𝑛𝑖𝑒 Nombre de Nusselt de Gnielinski
Pr Nombre de Prandtl
Q Taux de transfert de chaleur pour mini-canaux rugueux, J Q0 Taux de transfert de chaleur pour mini-canaux lisses, J 𝑅𝑎 Rugosité arithmétique, µm
Re Nombre de Reynolds
TPF Facteur de performance thermique
V Vitesse de l’air dans les mini-canaux, m.s-1
∆𝑃 Pertes de charge, kPa
∆𝑃𝑉𝐶 Pertes de charge par vena contracta, kPa 𝜇 Viscosité dynamique de l'air, kg.m-1.s-1 ε Rugosité absolue, mm
ε D⁄ h Rugosité relative 𝜌 Densité de l'air, kg.m-3
Table des matières
RÉSUMÉ ... iii
Remerciements ... iv
Nomenclature ... vi
Table des matières ... vii
Liste des tableaux ... x
Liste des figures ... xi
Chapitre 1 : INTRODUCTION ... 1
1.1 Mise en contexte et problématique... 1
1.2 Question de recherche ... 4
1.3 Objectifs du projet de recherche ... 4
1.4 Contributions originales ... 5
1.5 Plan du mémoire... 5
Chapitre 2 : ÉTAT DE L’ART ... 7
2.1 Anneau de refroidissement : les architectures possibles ... 7
2.2 Fabrication additive métallique : fusion laser sur lit de poudre ... 10
2.3 Effets de la rugosité de surface sur les pertes de charge et le transfert thermique .... 14
2.3.1 Rugosité de surface induite par fabrication additive ... 15
2.3.2 Effets de la forme de la rugosité de surface sur le transfert thermique ... 22
2.3.3 Synthèse de l’effet du niveau et de la forme de rugosité de surface sur les pertes de charge et le transfert thermique ... 25
2.4 Procédé de polissage pour des cavités... 25
2.5 Résumé de l’état de l’art... 32
Chapitre 3 POLISSAGE DES MINI-CANAUX PAR FLUX ABRASIF ... 33
3.1 Méthodologie de polissage par flux abrasif des mini-canaux ... 33
3.1.1 Fabrication des mini-canaux par fusion laser sur lit de poudre ... 33
3.1.2 Description du montage de polissage ... 36
3.1.3 Solution de polissage ... 37
3.1.4 Procédure de procédé de polissage par flux abrasif ... 38
3.1.5 Procédure de caractérisation de surface ... 41
3.2 Résultats de polissage par flux abrasif ... 41
3.2.1 Effets du polissage sur la masse des échantillons ... 42
3.2.2 Effets du polissage sur la géométrie et les dimensions des échantillons ... 43
3.2.3 Effets du polissage sur la rugosité de surface des mini-canaux ... 45
3.2.4 Conclusion des résultats du polissage ... 48
Chapitre 4 : PERFORMANCE FLUIDIQUE ET THERMIQUE DES MINI- CANAUX ... 49
4.1 Méthodologie d’évaluation des pertes de charge et du transfert thermique des mini- canaux ... 49
4.1.1 Description du montage expérimental ... 49
4.1.2 Procédure des tests expérimentaux ... 52
4.1.3 Traitement des données des pertes de charge et du transfert thermique ... 52
4.2 Résultats des pertes de charge et du transfert thermique ... 55
4.2.1 Effets de la rugosité de surface sur les pertes de charge ... 56
4.2.2 Effets de la rugosité de surface sur transfert thermique ... 58
4.2.3 Effets de la rugosité sur la performance thermique ... 59
4.3 Discussion des résultats ... 60
4.4 Conclusion des résultats des tests de performance fluidique et thermique des mini- canaux. ... 65
Chapitre 5 : CONCLUSIONS ET TRAVAUX FUTURS ... 66
Bibliographie... 68
Liste des tableaux
Tableau 2-1 : Comparaison de différents procédés de polissage et leur faisabilité dans le cas des mini-canaux. ... 31 Tableau 3-1 : Dimensions nominales des échantillons ... 34 Tableau 3-2 : Durée totale de polissage pour chaque échantillon ... 40 Tableau 3-3 : Valeurs des sections de passage et diamètres hydrauliques des mini-canaux pour toutes les durées de polissage ... 45 Tableau 3-4 : Variation de la rugosité relative moyenne en fonction de la durée de polissage.
... 48
Liste des figures
figure 1-1 : Vue de coupe de la turbine renversée de 20 kW de puissance [5] ... 2 figure 1-2 : Expansion radiale de l’anneau de composite et de l’anneau de refroidissement due aux chargements en compression de la pale en céramique [5] ... 2 figure 2-1 : Système de refroidissement pour l’anneau en carbone composite [6] ... 8 figure 2-2 : Anneau de refroidissement à ailettes continues et en structure d'ailettes en aiguille [8] ... 9 figure 2-3 : État de l’anneau de refroidissement après un test de rotor de la turbine [10] ... 10 figure 2-4 : Part de marché, par domaines industriels, de la fabrication additive métallique et son évolution [17] ... 11 figure 2-5 : Étapes du procédé de fabrication additive de la poudre de métal [18] ... 12 figure 2-6 : Microscopie électronique des surfaces de l’Inconel 718 montrant des cavités dues au rétrécissement et des pores ouverts [19] ... 12 figure 2-7 : Angle d’orientation par rapport à la plaque de construction pour la fabrication additive (modifiée) [20] ... 13 figure 2-8 : Illustration des surfaces supérieures (upskin) et inférieures (downskin) et des supports. ... 13 figure 2-9 : Microscopie électronique des surfaces en Inconel : (a) supérieure, (b) inférieure, (c) verticale, et en CoCr : (d) supérieure, (e) inférieure et (f) verticale [21] ... 14 figure 2-10 : Facteur de friction pour des mini-canaux rectangulaires obtenus par LPBF en comparaison avec ceux des mini-canaux lisses circulaires [22] ( Les valeurs du rapport 𝑅𝑎𝐷ℎ pour M-1x-In, M-1x-Co, L-2x-In, L-1x-Co, L-2x-Co, M-2x-Co, S-2x-Co, L-1x-In, M-2x-In et S-2x-In sont respectivement 0.025, 0.025, 0.009, 0.015, 0.010, 0.017, 0.015, 0.017, 0.015 et 0.020) ... 16 figure 2-11 : Déviation de facteur de friction par rapport à la théorie dans le régime laminaire pour des canaux rugueux [24] ... 18
figure 2-12 : Nombre de Nusselt pour des mini-canaux rectangulaires obtenus par LPBF en
comparaison avec ceux des mini-canaux lisses circulaires [22] ... 19
figure 2-13 : Comparaison de l’augmentation du transfert thermique par rapport au facteur de friction pour des mini-canaux obtenus par LPBF avec des structures à nervures et rainures (figure modifiée de [22] [25]). ... 20
figure 2-14 : Effets de l’espacement entre deux éléments de rugosités artificielles 𝜆 sur le profil de la température ( h est la hauteur de l’élément de la rugosité) [30] ... 23
figure 2-15 : Courbe d’évaluation de performance thermique par Fan et al. [35] ... 24
figure 2-16 : Illustration schématique de la méthode VMPA (a) vue globale (b) vue de coupe proposée par Guo et al. [45] ... 27
figure 2-17 : Effets de l’électro-sablage sur une cavité cylindrique et une cavité carrée borgne [46] ... 28
figure 2-18 : Observation microscopique d’une surface traitée par l’électropolissage après le polissage laser [48] ... 29
figure 2-19 : Illustration schématique du AFM bidirectionnel ( a et b) et la pâte abrasive fournie par Extrude Hone ® (c) [50] ... 30
figure 2-20 : Durée de polissage requise en utilisant différents procédés de polissage pour atteindre la même rugosité de surface [51] ... 30
figure 3-1 : Vue en perspective de l’échantillon ... 34
figure 3-2 : Échantillons sur la plaque de construction... 35
figure 3-3 : Image réelle de l’échantillon final à tester ... 35
figure 3-4 : Schéma du montage de polissage [51] ... 37
figure 3-5 : Pièce de fixation en ABS pour le banc de polissage ... 38
figure 3-6 : Fixation de l’échantillon à polir dans le banc de polissage ... 39
figure 3-7 : Quantité de matière enlevée en fonction de la durée de polissage ... 42
figure 3-8 : Blocage d’un mini-canal pour l’échantillon n° 4 ( durée de polissage de 60 min) dû à l’agglutination des particules abrasives. ... 43
figure 3-9 : Effet du pompage unidirectionnel sur l’entrée et la sortie des canaux pour une durée de polissage de 15 min (a) et 120 min (b) ... 43
figure 3-10 : Mesure des hauteurs (a) et des largeurs (b) des mini-canaux avec le profilomètre KEYENCE VR-5000 ( images associées à un polissage de 90 min). ... 44 figure 3-11 : État de surface initiale de la surface inférieure (a.1) et supérieure (b.1) et la diminution de la rugosité de surface inférieure (a.2) et supérieure (b.2) pour une durée de polissage de 120 min. ... 46 figure 3-12 : Rugosité de surface arithmétique pour différentes durées de polissage ... 47 figure 4-1 : Schéma du banc de test pour évaluer les pertes de charge et le transfert thermique des mini-canaux. ... 50 figure 4-2 : Photographie du banc de test simplifié ... 51 figure 4-3 : Illustration de la contraction et l’expansion soudaines du trajet de flux d’air dans l’échantillon ... 54 figure 4-4 : Comparaison du facteur de friction des différents mini-canaux en fonction de la rugosité de surface ... 57 figure 4-5 : Comparaison du transfert thermique des mini-canaux en fonction de la rugosité de surface relative ... 59 figure 4-6 : La performance thermique des mini-canaux obtenus par fusion laser sur lit de poudre ... 60 figure 4-7 : Détermination du comportement du facteur de friction dans le régime transitoire par le biais d’un algorithme numérique [58] ... 61 figure 4-8 : Performance thermique des mini-canaux selon l’orientation [21] ... 63 figure 4-9 : Effet de la hauteur de l’élément de rugosité sur l’amélioration du transfert thermique [60] ... 64
Chapitre 1 : INTRODUCTION
1.1 Mise en contexte et problématique
De nos jours, l’écologie est un enjeu moderne d’importance majeure. La responsabilité des humains envers l’environnement présente une motivation pour solliciter des efforts techniques afin de produire une énergie plus propre. Afin de convertir l’énergie, les moteurs ont été rapidement développées depuis la révolution industrielle. Cependant, si ces machines ne répondent plus aux exigences contemporaines, les chercheurs se trouvent face à l’obligation de développer des moteurs plus puissants, moins polluants. Afin de rencontrer les requis de puissance, efficacité et fiabilité, les turbines à gaz dominent le marché industriel depuis les années 1960.
Au groupe Ramjet à l’Université de Sherbrooke, le concept de la turbine renversée à des pales en céramique est né en 2008 [1] [2]. Durant la dernière décennie, la turbine renversée évolue toujours dans le but de pouvoir augmenter la température à l’entrée de la turbine pour augmenter l’efficacité. Comme le montre la figure 1-1, la plus récente architecture de la turbine renversée se caractérise par des pales en céramique retenues en compression à l’aide d’un anneau extérieur en composite. Le choix du composite fibre de carbone et polyimide est basé sur sa capabilité de supporter l’effort centrifuge et la température. Afin d’atténuer le problème de la différence d’expansion centrifuge entre l’anneau de composite et le moyeu, un plan de glissement (figure 1-2) sur lequel la pale monte et descend est introduit. Un anneau de refroidissement demeure nécessaire à cause de la température de fonctionnement de l’anneau en composite limitée à 600 K. Un revêtement thermique a été introduit au niveau de l’interface entre la pale et l’anneau de refroidissement. Des tests expérimentaux ont prouvé que cette architecture permet d’atteindre une vitesse de rotation de 350 m/s avec une température d’entrée de la turbine de 1100 °C sans endommagement [3] [4].
figure 1-1 : Vue de coupe de la turbine renversée de 20 kW de puissance [5]
figure 1-2 : Expansion radiale de l’anneau de composite et de l’anneau de refroidissement due aux chargements en compression de la pale en céramique [5]
En augmentant la température à l’entrée de la turbine, l’efficacité du moteur augmente.
Pour assurer le bon fonctionnement de l’anneau extérieur en composite, il est nécessaire de
garder sa température inférieure à 600°C. Il faut donc améliorer le transfert thermique local de l’anneau de refroidissement, en augmentant le gradient thermique tout en minimisant le débit de refroidissement requis [6]. Parfois, des spécifications géométriques des mini-canaux comme les dimensions des ailettes ou leurs orientations présentent un défi pour la fabrication.
Néanmoins, grâce à la fabrication additive, depuis quelques décennies, il est devenu possible d’obtenir des canaux internes de petites tailles (< 0.5 mm), ce qui favorise grandement le transfert thermique. Cependant, la fabrication additive métallique engendre une rugosité de surface importante et il est important de trouver un compromis entre l’augmentation du transfert thermique et des pertes de charge selon l’application.
L’intérêt d’utiliser des mini-canaux obtenus par fabrication additive pour augmenter le transfert de chaleur dépasse grandement l’application spécifique de la turbine renversée.
L’évolution des architectures des turbines à gaz rapporte aussi de l’innovation pour les systèmes de refroidissement qui à leur tour jouent un grand rôle dans l’augmentation de l’efficacité de la turbine. Les mini-canaux ne sont pas seulement utilisés pour le refroidissement des turbines à gaz, mais aussi pour des applications de transfert thermique comme des dissipateurs ou des échangeurs de chaleur. Les mini-canaux ajoutent de la surface d’échange avec le fluide de passage et donc servent à augmenter le transfert thermique par convection.
Pour toutes les applications des mini-canaux par fabrication additive, la rugosité de surface augmente le transfert thermique grâce à l’augmentation de la surface d’échange avec le fluide et l’amincissement de la couche limite thermique causée par la turbulence que l’état de surface rugueux crée. Aussi, la rugosité de surface augmente les pertes de charge dues à la friction du fluide avec les irrégularités de la surface. Dans le cas idéal de refroidissement, il est souhaitable que la rugosité de surface engendre des pertes de charge minimes par rapport à sa contribution à l’augmentation du transfert thermique. Il existe alors un niveau de rugosité de surface pour lequel un compromis entre la diminution des pertes de charge et l’augmentation du transfert thermique peut être établi. Contrôler la valeur de la rugosité de surface durant le procédé de fabrication additive n’est pas évident, cependant, il est possible de réduire la rugosité de surface des mini-canaux par un procédé de polissage adéquat.
Ce projet vise alors à étudier l’effet du niveau de rugosité de surface sur le compromis entre les pertes de charge et le transfert thermique pour des mini-canaux obtenus par fabrication additive et polissage par flux abrasif.
1.2 Question de recherche
Le but de ce projet de maitrise est d’étudier l’effet de la rugosité de surface sur les pertes de charge et le transfert thermique dans des mini-canaux obtenus par fabrication additive de l’Inconel 718. La question de recherche qui s’y découle est la suivante :
« Quel est l’effet du polissage par flux abrasif sur le compromis entre les pertes de charge et le transfert thermique de mini-canaux obtenus par fabrication additive de l’Inconel 718 ?»
Afin de répondre à cette question, il faut considérer les limites du procédé de fabrication additive sur des mini-canaux, notamment en termes de déviations géométriques et de l’état de surface. Il faut également étudier la faisabilité du procédé de polissage par flux abrasif et déterminer si le polissage permet d’obtenir un niveau de rugosité de surface pouvant assurer le compromis entre la diminution des pertes de charge et l’amélioration du transfert thermique.
1.3 Objectifs du projet de recherche
L’objectif principal du projet de recherche est de déterminer l’effet de la réduction de la rugosité de surface par polissage par flux abrasif sur les pertes de charge et le transfert thermique des mini-canaux obtenus par LPBF de l’Inconel 718.
Les objectifs spécifiques qui sont rattachés au projet sont :
1. Fabriquer des échantillons de mini-canaux par fusion laser sur lit de poudre qui sont représentatifs pour la structure de l’anneau de refroidissement de la turbine renversée en termes de matériau, dimensions des ailettes et état de surface.
2. Appliquer un polissage par flux abrasif et mesurer la rugosité de surface et les dimensions des mini-canaux suite au polissage.
3. Évaluer expérimentalement les pertes de charge et le transfert thermique des mini- canaux pour les différents niveaux de rugosité.
4. Déterminer si le polissage par flux abrasif permet d’obtenir un niveau de rugosité de surface offrant un compromis entre les pertes de charge et le transfert thermique des mini-canaux.
1.4 Contributions originales
Plusieurs travaux de recherche portent sur les limites de la fabrication additive du métal notamment sur la précision dimensionnelle et le fini de surface, et établissent un lien entre l’orientation de l’impression et la rugosité de surface obtenue. De même, des études ont démontré que l’augmentation de rugosité de surface augmente simultanément les pertes de charge et le transfert thermique dans des mini-canaux. Cependant, la possibilité de contrôler la rugosité de surface par le biais d’un procédé de polissage pour améliorer le transfert thermique sans toutefois augmenter significativement les pertes de charge n’a pas été évoquée dans aucun travail de recherche. De plus, la plupart des procédés de polissage présentés dans la littérature ne sont pas adaptés aux mini-canaux.
Ce projet de recherche combine l’application d’un post-traitement de polissage de surface adéquat pour des mini-canaux et son impact sur les pertes de charge et le transfert thermique dans les mini-canaux.
1.5 Plan du mémoire
Ce mémoire de maitrise est divisé en cinq chapitres. Le second présente une revue de littérature sur le concept de la turbine renversée en céramique et en particulier les travaux antécédents sur l’anneau de refroidissement. Par la suite, les différents travaux concernant la relation entre la rugosité de surface induite par fabrication additive métallique et le transfert thermique sont introduits. De plus, les effets de la forme de la rugosité de surface sur le transfert thermique sont présentés. Différents procédés de polissage pour des cavités sont présentés et
comparés. Le troisième chapitre présente le premier volet de ce projet qui est le polissage des mini-canaux par flux abrasif. Il comporte une explication du principe de polissage suivie d’une discussion des résultats sur l’état de surface. Le quatrième chapitre présente le deuxième volet du projet qui est une étude expérimentale du comportement thermo-fluidique des mini-canaux en fonction de la rugosité de surface. Le cinquième chapitre résume les conclusions de ce projet et recommande de futurs travaux afin d’approfondir le sujet de recherche abordé dans ce mémoire de maitrise.
Chapitre 2 : ÉTAT DE L’ART
Ce chapitre présente une revue de littérature globale sur les différents aspects de ce projet. D’abord, des travaux antérieurs sur l’amélioration des systèmes de refroidissement sont présentés. Ensuite, une brève introduction à la fabrication additive métallique est présentée en soulignant les limites de ce procédé concernant le fini de surface. La rugosité de surface générée par LPBF pourrait être bénéfique pour le transfert thermique et néfaste pour les pertes de charge comme démontré dans plusieurs travaux de recherche. Cette dualité appuie l’idée qu’il existe un niveau de rugosité assurant un compromis entre l’augmentation du transfert thermique et la diminution des pertes de charge. Modifier la rugosité peut se faire par le biais d’un procédé de polissage. Finalement, une variété de procédés de polissage pour des géométries internes est présentée afin de mieux orienter le choix du procédé qui serait adéquat pour les mini-canaux.
2.1 Anneau de refroidissement : les architectures possibles
Durant la dernière décennie, les chercheurs du groupe Ramjet ont évalué différentes architectures pour l’anneau de refroidissement, notamment dans le principal objectif d’augmenter le gradient thermique et de minimiser le flux de refroidissement. L’une des premières architectures a été proposée par C.Landry et al. [1] et reprise dans les travaux de N.Courtois [6]. Dans ce concept, l’anneau de refroidissement est fabriqué par usinage de l’Inconel 718 [7]. Comme le montre la figure 2-1, il est composé d’ailettes droites simples inclinées de 82° par rapport à la verticale, enroulées autour d'un anneau intérieur et entourées d'un anneau extérieur.
figure 2-1 : Système de refroidissement pour l’anneau en carbone composite [6]
Par la suite, une étude de N. Courtois [6] présente un modèle aérodynamique qui a été appliqué pour déterminer le coefficient de convection à travers l’anneau de refroidissement et un modèle thermique pour prédire la distribution de la température dans les composants de la turbine pour certaines conditions imposées par la modélisation. L’extrapolation des modèles montre que la turbine serait capable d’opérer à une température à l’entrée de la turbine de 1600 K en toute fiabilité avec un débit de refroidissement que ne dépasse pas 5 % du débit principal pour des puissances de 350 kW et plus. L’auteur propose plusieurs alternatives dans le but d’améliorer la performance de l’anneau de refroidissement dont l’ajout d’un tampon isolant entre la bague intérieure de l’anneau de refroidissement et les pales, tout en envisageant un nouveau matériau pour l’anneau de refroidissement en alliage de titane principalement pour sa faible conductivité thermique.
Il existe une autre architecture pour les anneaux de refroidissement, où les ailettes continues sont remplacées par des ailettes en aiguille couramment connues sous le terme pin fins. P. Dubois et al. [8] ont étudié la performance de refroidissement des ailettes en aiguille
sous plusieurs arrangements pour l’application de la turbine renversée. Cependant, les tests expérimentaux ont montré que les ailettes en aiguille offrent un transfert thermique plus faible que celui démontré par Kirsch et Thole [9]. On présume que l’espacement entre les ailettes en aiguille est responsable de la recirculation du fluide ce qui inhibe le transfert thermique. Une comparaison avec des ailettes continues (figure 2-2) révèle une diminution de 40 % en flux d’écoulement dans le cas d’une conception optimisée des ailettes en aiguille. Cela implique aussi une augmentation de 50 % en masse qui représente un obstacle pour le bon fonctionnement du rotor de la turbine renversée.
figure 2-2 : Anneau de refroidissement à ailettes continues et en structure d'ailettes en aiguille [8]
L’ajout d’un revêtement thermique entre les pales et l’anneau de refroidissement a été présenté par P. Dubois et al. [10]. Un anneau de refroidissement revêtu par une couche d’alliage de Zircone a été mis en test et validé. Deux matériaux d’anneau de refroidissement ont été testés, l’Inconel 718 et le Ti-6Al-4V [11]. La turbine a été mise en marche avec l’anneau de refroidissement en Inconel 718 et aucun endommagement n’a été perçu sur le revêtement comme le montre la figure 2-3. De plus, pour une application de turbine de 20 kW de puissance de rotor, le débit de refroidissement requis a chuté de 40 %.
figure 2-3 : État de l’anneau de refroidissement après un test de rotor de la turbine [10]
Le revêtement de l’anneau de refroidissement semble prometteur dans l’application de la turbine renversée. Encouragé par les résultats des simulations numériques sur l’anneau de refroidissement en Ti-6Al-4V présenté par A. Gauvin-Verville et al. [5], la turbine a été mise en test avec une température à l’entrée de la turbine de 1550 K et une vitesse de rotation de 450 m/s. Le débit de refroidissement prédit pour cette configuration ne dépasse pas 2 % du débit principal.
Cette revue de littérature montre qu’il existe différents travaux qui portent sur l’amélioration des systèmes de refroidissement. Les mini-canaux droits avec le revêtement thermique présentent la meilleure configuration. La fabrication additive, qui permet d’obtenir des géométries complexes, est à la faveur de maximiser le transfert thermique des mini-canaux.
À cause de la rugosité de surface que la fabrication additive engendre, les mini-canaux présentent aussi des pertes de charge élevées. Le principal objectif est de trouver le niveau de rugosité adéquat pour assurer un compromis entre une augmentation en transfert thermique et une diminution des pertes de charge.
2.2 Fabrication additive métallique : fusion laser sur lit de poudre
Depuis les années 1980, la fabrication additive a commencé à se développer.
Aujourd’hui, la fabrication additive est en plein essor et elle est omniprésente dans plusieurs
domaines surtout en aérospatiale (figure 2-4). La fabrication additive métallique se trouve sous deux formes principales : LPBF et EBPBF (fusion par faisceau d’électrons sur lit de poudre ou electron beam powder bed fusion) [12]. La LPBF [13] est la méthode la plus utilisée dans le domaine aérospatial, où les exigences géométriques sont à respecter, car non seulement elle donne le meilleur fini de surface [14], mais aussi meilleures propriétés mécaniques [15]. De plus, le EBPBF est susceptible de générer des mini-canaux bouchés quand leur diamètre est inférieur à 1.5 mm. Cependant, le EBPBF est plus adapté pour l’impression de certains matériaux comme les alliages de titane [16]. Pour la fabrication additive des mini-canaux en Inconel 718 de diamètre nominal de 1.2 mm, la LPBF est la méthode la plus adéquate.
figure 2-4 : Part de marché, par domaines industriels, de la fabrication additive métallique et son évolution [17]
Comme le montre la figure 2-5, la fabrication additive LPBF consiste en un balayage successif de poudre de métal suivi d’une fusion par faisceau de laser. Par la suite, la pièce subit un traitement thermique de recuit pour éliminer les contraintes résiduelles suivi des opérations d’usinage pour la finition.
figure 2-5 : Étapes du procédé de fabrication additive de la poudre de métal [18]
La fabrication additive offre alors une liberté de conception des pièces ayant des géométries complexes, cependant, un des inconvénients est le fini de surface. Une importante rugosité de surface est généralement causée par la coalescence de la poudre de métal, formant des grumeaux qui adhèrent à la surface. Ce phénomène est le plus répandu, car souvent des zones de surchauffage apparaissent sur la pièce durant l’exposition au laser où la poudre libre est attrapée. Dans le cas contraire, faute de puissance nécessaire pour la fabrication, la surface peut présenter des mini-cavités et de la porosité aussi comme le montre la figure 2-6 [19], ce qui prouve l’importance de l’optimisation des paramètres d’impression pour obtenir une surface régulière. De plus, à cause de la déposition de plusieurs couches, la surface présente un effet d’escalier qui est représenté par des ondulations sur la surface.
figure 2-6 : Microscopie électronique des surfaces de l’Inconel 718 montrant des cavités dues au rétrécissement et des pores ouverts [19]
Comme le montre la figure 2-7, les pièces peuvent être positionnées sous un angle par rapport à la plaque de construction. L’orientation de la pièce a une grande incidence sur la rugosité de surface. En effet, la surface qui ne présente pas des couches au-dessus est appelée la surface supérieure (upskin), et, généralement, cette surface est beaucoup moins rugueuse que la surface inférieure (downskin) qui n’a pas de couches par-dessous, comme montré dans l’exemple des canaux sur la figure 2-8.
figure 2-7 : Angle d’orientation par rapport à la plaque de construction pour la fabrication additive (modifiée) [20]
figure 2-8 : Illustration des surfaces supérieures (upskin) et inférieures (downskin) et des supports.
Snyder et al. [21] ont montré aussi que non seulement l’orientation de la fabrication additive influe sur la rugosité de surface, mais le type de la poudre de métal aussi. Par exemple,
les pièces en CoCr présentent une rugosité plus élevée que celle en Inconel, et ce, même pour la surface verticale.
figure 2-9 : Microscopie électronique des surfaces en Inconel : (a) supérieure, (b) inférieure, (c) verticale, et en CoCr : (d) supérieure, (e) inférieure et (f) verticale [21]
Pour conclure, bien que la fabrication additive métallique soit en plein essor, elle représente des limites au niveau du fini de surface dont on n’a présenté que les facteurs majeurs.
Cette rugosité de surface peut être utilisée au profit de plusieurs applications de transfert thermique qui sont présentées dans la section suivante.
2.3 Effets de la rugosité de surface sur les pertes de charge et le transfert thermique
Cette section présente l’effet de la rugosité de surface induite par fabrication additive et la rugosité régulière comme des nervures sur les pertes de charge et le transfert thermique et. Les limites de la performance thermique sont introduites pour comprendre quels sont les aspects de la rugosité de surface qui sont responsable de l’amélioration du transfert thermique.
2.3.1 Rugosité de surface induite par fabrication additive
Stimpson et al. [22] ont étudié l’effet de la rugosité de surface sur les pertes de charge définies par le facteur de friction f et sur le transfert thermique défini par le nombre de Nusselt Nu pour des mini-canaux rectangulaires obtenus par LPBF de superalliages (figure 2-10). Des mini-canaux circulaires (Cyl–Al) en alliage d’aluminium ont été testés ainsi que de canaux lisses comme échantillons de référence. Les dix mini-canaux rectangulaires sont soit en alliage de Cobalt-Chrome (CoCr) ou en Inconel (In 718) et sont obtenus avec un angle d’inclinaison de 45 degrés par rapport à la plaque de construction. L’échantillon M-2x-In présente les mini- canaux qui ont la plus grande rugosité de surface arithmétique Ra soit 13.8 µm, tandis que l’échantillon S-2x-Co présente la plus basse rugosité de surface arithmétique soit 9.5 µm. Étant donné que chaque échantillon présente un diamètre hydraulique des mini-canaux différent, les auteurs ont associé à chaque échantillon une valeur de 𝑅𝑎 𝐷⁄ ℎ qui est un nombre adimensionnel défini par le rapport entre la rugosité de surface arithmétique mesurée et le diamètre hydraulique des mini-canaux 𝐷ℎ. Les échantillons M-1x-In et M-1x-Co présentent la plus grande valeur du rapport 𝑅𝑎 𝐷⁄ ℎ soit 0.025, tandis que L-2x-In présente la valeur de 𝑅𝑎 𝐷⁄ ℎ la plus basse soit 0.009. Les valeurs du rapport 𝑅𝑎 𝐷⁄ ℎ pour L-1x-Co, L-2x-Co, M-2x-Co, S- 2x-Co, L-1x-In, M-2x-In et S-2x-In sont respectivement 0.015, 0.010, 0.017, 0.015, 0.017, 0.015 et 0.020.
La figure 2-10 montre que les mini-canaux obtenus par LPBF présentent un facteur de friction plus élevé que les canaux lisses même en régime laminaire à cause de la rugosité de surface générée principalement par l’adhésion des particules de poudre semi-fondues sur la surface des mini-canaux lors du processus de la fabrication additive. L’échantillon M-2x-In (cercle vert vide sur la figure 2-10) qui présente la plus haute rugosité arithmétique mesurée n’a pas le facteur de friction le plus élevé tandis que les échantillons M-1x-In et M-1x-Co (couleur orange sur la figure 2-10) qui présentent le rapport 𝑅𝑎 𝐷⁄ ℎ le plus élevé ont le facteur de friction le plus grand. Le facteur de friction dépend non seulement de la rugosité de surface arithmétique, mais aussi du diamètre hydraulique. Le facteur de friction augmente quand le rapport 𝑅𝑎 𝐷⁄ ℎ augmente. Le facteur de friction de tous les échantillons a été comparé à celui
obtenu par la corrélation de Colebrook défini par l’équation (1) où 𝜀 𝐷⁄ ℎ est la rugosité relative.
La rugosité relative est définie par le rapport de la moyenne des irrégularités de la surface (𝜀) et du diamètre hydraulique Dh.
1
√𝑓 = −2 𝑙𝑜𝑔10(𝜀 𝐷⁄ ℎ
3.7 + 2.5
𝑅𝑒√𝑓) (1)
Pour les canaux lisses (Cyl-Al), 𝜀/𝐷ℎ = 0. Les valeurs de la rugosité relative (courbes en pointillés) de chaque échantillon ont été obtenues par ajustement des données expérimentales avec la corrélation de Colebrook.
figure 2-10 : Facteur de friction pour des mini-canaux rectangulaires obtenus par LPBF en comparaison avec ceux des mini-canaux lisses circulaires [22] ( Les valeurs du rapport 𝑅𝑎 𝐷⁄ ℎ pour M-1x-In, M-1x-Co, L-2x-In, L-1x-Co, L-2x-Co, M-2x-Co, S-2x-Co, L-1x-In,
𝑅𝑎
𝐷ℎ le plus élevé
𝑅𝑎
𝐷ℎ le plus bas Mini-canaux lisses
f = 64/Re
Ra le plus élevé
M-2x-In et S-2x-In sont respectivement 0.025, 0.025, 0.009, 0.015, 0.010, 0.017, 0.015, 0.017, 0.015 et 0.020)
Puisque le diagramme de Moody [23] présente seulement des valeurs de rugosité basses ne dépassant pas les 5 %, il est nécessaire d’explorer le comportement du facteur de friction dans le régime laminaire autre que la relation (f = 64/Re). Huang et al. proposent une nouvelle équation (2) qui relie la rugosité de surface relative avec le facteur de friction pour des bas Reynolds. Cette équation est valide pour 𝜀/𝐷ℎ > 1/30. Onze échantillons ont été testés et leurs rugosités relatives varient entre 0.008 (échantillon R1) et 0.42 (échantillon R11). Le comportement du facteur de friction dans le régime laminaire est présenté dans la figure 2-11 La déviation du facteur de friction par rapport à la théorie devient plus importante quand la rugosité augmente comme le cas de l’échantillon R11.
𝑓𝑅𝑒 = 10210 (𝜀
𝐷ℎ)2− 529.66 (𝜀
𝐷ℎ) + 64 [24] (2) En général, les échantillons qui ont le plus haut facteur de friction dans le régime laminaire présentent les plus petits diamètres hydrauliques et, par conséquent, une rugosité relative plus élevée.
figure 2-11 : Déviation de facteur de friction par rapport à la théorie dans le régime laminaire pour des canaux rugueux [24]
Les mini-canaux obtenus par LPBF présentent un nombre de Nusselt plus élevé que celui des canaux lisses comme présenté sur la figure 2-12 Cette augmentation est due à la rugosité de surface qui augmente la surface d’échange entre le fluide de passage et les murs des mini-canaux. Néanmoins, il existe une légère divergence au niveau de la tendance entre l’augmentation de transfert thermique avec celle de la rugosité de surface, par exemple les deux échantillons M-2x-Co (cercle vert rempli) et L-1x-In (triangle rouge vide) ont le même rapport de rugosité 𝑅𝑎/𝐷ℎ = 0.017, mais M-2x-Co présente un nombre de Nusselt plus élevé. Aussi, S-2x-Co (carré noir vide) a un rapport de rugosité 𝑅𝑎/𝐷ℎ = 0.015 et présente un nombre de Nusselt plus élevé que L-1x-In (triangle rouge vide) qui a un 𝑅𝑎/𝐷ℎ = 0.017.
Déviation de f par rapport à la théorie
Rugosités relatives basses (0.008-0.03) f = 64/Re
(Régime laminaire)
figure 2-12 : Nombre de Nusselt pour des mini-canaux rectangulaires obtenus par LPBF en comparaison avec ceux des mini-canaux lisses circulaires [22] (légende : voir figure 2.10) De plus, les résultats de la performance thermique ont été comparés avec des mini-canaux présentant des nervures et des rainures présentées par Saha et Acharya [25]. La figure 2-13 montre que les mini-canaux des deux études offrent une augmentation en transfert thermique similaire à l’exception des mini-canaux de type rainure coudée-nervure droite qui offrent un taux d’augmentation en transfert thermique 𝑁𝑢/𝑁𝑢0 significativement plus important.
Canaux lisses Canaux rugueux
Même 𝑅𝑎
𝐷ℎ , différent Nu
figure 2-13 : Comparaison de l’augmentation du transfert thermique par rapport au facteur de friction pour des mini-canaux obtenus par LPBF avec des structures à nervures et rainures
(figure modifiée de [22] [25]).
Par ailleurs, dans l’étude de Weaver [26], il a été démontré que la rugosité de surface induite par la fabrication additive n’est bénéfique pour le transfert thermique que lorsqu’elle présente au moins 2.2 % de la hauteur des mini-canaux. Dans le cas contraire, la rugosité des mini-canaux génère seulement des pertes de charge élevées sans gain thermique. Ceci est concordance avec les travaux de Kandlikar et al. [27] où ils ont trouvé que la rugosité de surface a des effets négligeables sur les pertes de charge et le transfert thermiques pour des tubes larges.
Cependant pour des tubes étroits, les pertes de charge et le transfert thermique montrent une dépendance significative sur la rugosité de surface.
Une relation a été établie entre l’augmentation du taux de transfert thermique par rapport à celui des pertes de charge pour une puissance de pompage constante. Elle définit le facteur de la performance thermique des mini-canaux introduit initialement par Webb et Eckert [28]. Le facteur de performance thermique (TPF) est défini comme suit (3) :
Rainure coudée-nervure droite Rainure coudée-nervure droite
𝑅𝑎 𝐷ℎ élevée
𝑇𝑃𝐹 =(𝑁𝑢 𝑁𝑢⁄ 0) (𝑓 𝑓⁄ )0 13
(3)
Ce facteur représente la quantité de chaleur transportée par unité de pompage. 𝑁𝑢0 et 𝑓0 sont associés au nombre de Nusselt et facteur de friction pour des mini-canaux lisses respectivement. Lorsque le facteur de performance thermique est supérieur à 1, l’augmentation du transfert thermique l’emporte sur les pertes de charge, c’est-à-dire que les effets de la rugosité de surface sont moins importants sur les pertes de pompage que sur l’augmentation du transfert thermique. Dans le cas contraire, où le facteur est inférieur à 1, la rugosité apporte plus de pertes de charge par friction que du gain en transfert thermique.
Au sein du groupe Ramjet, T.Parent-Simard a étudié la fiabilité d’un échangeur de chaleur obtenu par fabrication additive [29]. Des tests expérimentaux ont été menés pour comparer l’efficacité thermique d’un échangeur de chaleur obtenu par LPBF du superalliage CoCr MP1 à un modèle numérique par éléments finis. À cette fin, la valeur de rugosité relative 𝜀/𝐷ℎ , induite par la fabrication additive, a été basée sur l’étude de Stimpson et al. [22] étant donné que la poudre de métal et la machine de fabrication sont identiques dans les deux études.
Pour conclure sur l’effet de la rugosité de surface sur les pertes de charge et le transfert thermique, le facteur de performance thermique, défini dans l’équation (3), a été évalué. Il a été démontré que nonobstant la déviation géométrique et le fini de surface des canaux, le facteur de performance thermique qui se situe entre 1.06 et 1.13 indique alors que la rugosité de surface apporte un gain en transfert thermique pour l’échangeur de chaleur. D’ailleurs, pour une nouvelle géométrie de l’échangeur de chaleur, une réduction en masse de 6 à 13 % est prévue.
L’étude de T. Parent-Simard montre alors que la rugosité de surface, induite par la fabrication additive, améliore la performance thermique de l’échangeur de chaleur. Cependant, une seule valeur de rugosité de surface a été étudiée. Il sera intéressant d’explorer de différentes valeurs de rugosité de surface pour démontrer l’effet de différents niveaux de rugosité sur la performance thermique des mini-canaux.
Pour conclure, la revue de littérature montre que la rugosité de surface induite par fabrication additive métallique engendre des pertes de charge élevées et un transfert thermique meilleur pour des mini-canaux. Une bonne performance thermique est définie par un transfert thermique élevé par rapport aux pertes de charge qui doivent être moins importantes. Un facteur de performance thermique TPF est ainsi introduit. Ce facteur dépend de la forme des mini- canaux et de leurs valeurs de rugosité.
2.3.2 Effets de la forme de la rugosité de surface sur le transfert thermique
La revue de littérature révèle que peu d’études ont été publiées concernant l’effet de la forme de rugosité de surface générée par la fabrication additive sur le transfert thermique des mini-canaux. Il existe néanmoins des études portant sur la rugosité d’une façon générale et non pas nécessairement de la rugosité aléatoire comme celle générée lors de la fabrication additive.
En 2021, Khezerloo et al. [30] montrent, à l’aide d’une étude numérique, que l’augmentation en transfert thermique dépend de la hauteur de l’élément de rugosité comme le montre le profil de la température dans la figure 2-14. La déviation des lignes de courant de la température qui se pointe vers l’intérieur procure un effet d’amincissement sur la couche chaude qui se situe près de la surface, ce qui fait augmenter le transfert thermique. Par contre, quand la distance entre les deux éléments de rugosité est plus grande, la couche chaude s’épaissit, ce qui résulte en une réduction graduelle du transfert thermique. Ansari et Zhou [31]
ont aussi étudié le comportement du fluide à la présence de la rugosité de surface et ont trouvé que la performance thermique est légèrement meilleure quand la distance entre deux éléments est plus grande. En effet, il a été démontré que cette augmentation de performance thermique est seulement due aux effets de friction qui s’allègent grâce à la réduction des contraintes de cisaillement quand la distance entre les éléments de rugosité est plus grande. Cependant, aucun effet sur le transfert thermique n’a été observé.
figure 2-14 : Effets de l’espacement entre deux éléments de rugosités artificielles 𝜆 sur le profil de la température ( h est la hauteur de l’élément de la rugosité) [30]
En addition, dans l’étude de Peeters et Sandham [32], il a été montré que si la hauteur de l’élément de rugosité de forme irrégulière est relativement importante, elle contribue fortement à l’accumulation du fluide froid. Cette même observation a été citée dans les travaux Forooghi et al [33]. Ils ont montré que lorsque la hauteur de l’élément de rugosité augmente, l’augmentation en transfert thermique est beaucoup moins importante que celle en friction. Ils expliquent ce phénomène par le comportement des zones de recirculation du flux comme étant des résistances thermiques.
Dans la même logique, Sterr [34] a montré que le facteur de performance d’un dissipateur thermique à mini-canaux augmente de façon monotone avec l'augmentation de la rugosité relative, ce qui pourrait s'expliquer par l'effet positif des pics de surface sur le transfert de chaleur l'emportant sur l'effet négatif des vallées. Cependant, selon l’auteur, l’augmentation du transfert thermique local est aussi sensible à d’autres paramètres tels que la position spatiale des mini-canaux.
En se basant sur les travaux de Webb et Eckert [28], Fan et al [35] ont développé le facteur de performance thermique défini auparavant. Leur contribution consistait à attribuer à chaque intervalle de facteur de performance thermique une certaine application d’augmentation en transfert thermique comme le montre la figure 2-15. Cette proposition est très intéressante, car elle présente plusieurs compromis possibles entre les pertes de charge et le transfert thermique. Brièvement, les quatre régions sur la figure 2-15 sont les suivants : la région 1 (hachurée) présente une détérioration du transfert thermique basé sur une même puissance de
pompage, c’est-à-dire, il existe une amélioration de transfert de chaleur sans économie d’énergie. Lorsqu’un point de travail d’une technique d’amélioration est situé dans cette région, la consommation d’une unité de puissance de pompage entraine un taux de transfert de chaleur inférieur à celui de la référence. La région 2 présente une amélioration du transfert thermique pour une puissance de pompage identique P face à une détérioration dans le cas des pertes de charge identiques. La région 3 présente une amélioration du transfert thermique au prix d’une augmentation des pertes de charge. Cependant, l’augmentation en facteur de friction est plus importante que celle du transfert thermique pour un même débit de fluide. La région 4 présente la meilleure performance thermique pour plusieurs applications. Cette région commence à partir de la courbe (𝑄 𝑄⁄ 0)⁄(𝑓 𝑓⁄ 0) = 1 (où Q représente la quantité de chaleur) représentant le rapport du taux de l’augmentation du transfert thermique et celui des pertes de charge pour un même débit massique de fluide. Dans la région 4, il y a amélioration du transfert thermique très important relativement au facteur de friction pour un même débit de fluide.
figure 2-15 : Courbe d’évaluation de performance thermique par Fan et al. [35]
Il est vrai que, compte tenu de certaines circonstances citées dans les travaux précédents, la rugosité de surface est bénéfique pour l’augmentation du transfert thermique.
Espace de points de fonctionnement néfaste pour le transfert thermique.
Espace de points de fonctionnement le plus
favorable pour la performance thermique
avec économie de puissance de pompage
La transition entre la région 1 et 2 est définie par :
𝑃 𝑃⁄ 0 = 𝑄 𝑄⁄ 0 =1
Cependant, le procédé d’obtention de la rugosité de surface est un facteur déterminant pour son efficacité. Dans ce contexte, Everts et Meyer [36] ont ajouté de la rugosité sur les surfaces des mini-canaux à l’aide d’un jet de particules hautement conductrices qui viennent se coller sur la surface grâce à une colle conductrice aussi. Les résultats ont montré que la rugosité de surface n’était pas bénéfique pour le transfert thermique, au contraire le transfert thermique a baissé.
Ils ont expliqué ce phénomène par la variation de conductivité thermique de la colle utilisée durant les tests qui pourrait être responsable à la diminution du transfert thermique.
2.3.3 Synthèse de l’effet du niveau et de la forme de rugosité de surface sur les pertes de charge et le transfert thermique
Pour conclure, cette section de la revue de la littérature a résumé deux aspects de l’effet de la rugosité de surface sur la performance thermique des mini-canaux. En premier lieu, des travaux évoquant la rugosité de surface induite par fabrication additive montrent que cette rugosité de surface permet d’augmenter la performance thermique des mini-canaux, c’est-à- dire que l’augmentation en transfert thermique emporte sur les effets des pertes charge. En second lieu, plusieurs travaux montrent que la forme de la rugosité est aussi importante que sa valeur pour la détermination de son effet sur la performance thermique. Ce qui amène à l’importance de trouver une solution qui permet de modifier la rugosité de surface pour à la faveur de l’augmentation de la performance thermique des mini-canaux.
2.4 Procédé de polissage pour des cavités
Bien que la fabrication additive permette d’élargir l’espace de conception pour des pièces de géométrie complexe, ce procédé est limité en précision dimensionnelle et en fini de surface. Pour déployer cette méthode à l’industrie, il est nécessaire de développer des moyens pour la contrôler. Une première approche consiste à optimiser les paramètres d’impression, c’est-à-dire principalement la vitesse, la puissance et l’espacement des faisceaux de laser.
Plusieurs travaux de recherche ont été consacrés pour l’optimisation des paramètres d’impression pour de meilleures propriétés mécaniques aussi que pour le contrôle de la déviation géométrique. La limitation de cette approche est qu’elle est spécifique à chaque
poudre de métal, à chaque machine, aussi à la plus petite couche de métal qu’on peut obtenir.
À présent, des méthodes numériques d’optimisation de paramètre d’impression généralisée ne sont pas encore abouties.
Une des méthodes anciennes pour agir sur le fini de surface est le polissage. Sous plusieurs formes, le procédé de polissage est assez développé et contrôlable pour des surfaces externes [37] [38]. En revanche, des géométries compliquées seront difficilement accessibles pour le polissage, ce qui a fait de ce sujet un défi technologique d’actualité. Plusieurs recherches portent sur l’amélioration du fini de surface pour différents alliages de fabrication additive en utilisant l’électropolissage (Tyagi et al. [37], Habibzadeh et al. [39], Yang [40]), le polissage par flux abrasif ou chimique [41], et l’ébavurage thermique [42]. La combinaison des procédés de polissage améliore encore plus le fini de surface dans plusieurs applications (Zhao et al. [43]).
Selon Urlea et al. [20], l’électropolissage s’avère comme une alternative prometteuse pour le polissage des cavités des alliages de nickel et de titane (IN625 et Ti-6Al-4V). Les expérimentations consistent à appliquer un électropolissage pour différentes rugosités de tubes, obtenues avec les différents angles d’orientation par rapport à la plateforme de fabrication. La solution de l’électrolyte, définie par la norme ASM-Vol9 [44], est un mélange d’acide acétique glacial avec de l’acide perchlorique. Pour les deux alliages, il a été démontré que l’orientation de la fabrication additive n’affecte pas la quantité de matière enlevée pendant l’électropolissage. Le procédé permet d’obtenir une surface uniforme au niveau des creux et vallées. La plus grande réduction en rugosité de surface est de 88 % et 84 %, respectivement, pour le IN625 et le Ti-6Al-4V. L’auteur propose des améliorations du procédé pour qu’il ne soit pas effectué en discontinuité à cause du nettoyage indispensable de la solution de polissage suite à la formation des impuretés qui diminuent la durée de vie de l’électrolyte. Ce procédé de polissage est convenable pour des géométries internes simples comme des canaux circulaire ou rectangulaire. Cependant, si la largeur des canaux devient trop petite, le procédé devient plus compliqué, car il ne sera pas facile d’introduire la cathode dans les mini-canaux.
Guo et al. [45] ont proposé une nouvelle méthode de polissage abrasif magnétique assistée par vibration applicable pour des géométries internes complexes dont le montage est montré dans la figure 2-16. Les aimants sont en forme de poudre composée d'un mélange de fer et de carbure de silicone. Cette méthode a assuré une réduction de 90 % en rugosité de surface pour un tube en Inconel 718. Le procédé de polissage présenté est applicable pour un cas très particulier en forme et en dimension. Il n’est pas applicable dans le cas des mini-canaux ayant une très petite section de passage.
figure 2-16 : Illustration schématique de la méthode VMPA (a) vue globale (b) vue de coupe proposée par Guo et al. [45]
Une récente étude de Garcia-Blanco et al. [46] présente une comparaison entre les différents procédés de polissage applicables pour des géométries complexes obtenues par la fabrication additive. Une nouvelle méthode d’électro-sablage semble être un procédé de traitement de surface prometteur pour des géométries internes. Comme le montre la figure 2- 17, l’électro-sablage a un effet plus significatif sur une cavité communicante que sur une cavité borgne, et ceci est la seule limitation présentée par l’auteur. Ce phénomène est dû à la géométrie carrée qui cause la mauvaise distribution de l’électrolyte et donc la génération d’une couche qui s’adhère sur la surface créant plus de rugosité de surface. Il n’a pas été démontré si cette méthode est applicable pour des petits diamètres de passage.
figure 2-17 : Effets de l’électro-sablage sur une cavité cylindrique et une cavité carrée borgne [46]
Garcia-Blanco et al. ont aussi présenté une méthode de polissage par laser qui permet d’offrir un meilleur fini de surface. Le nombre de passes et la température du laser doivent être optimisés pour prévenir le surchauffage de la surface. Lamikiz et al. [47] montrent que le polissage par laser offre une réduction jusqu’à 80 % en rugosité de surface et capable d’atténuer considérablement des irrégularités majeures de la surface. Ils signalent de même que le choix des paramètres de laser est déterminant pour un bon résultat. Bien que le procédé de polissage par laser offre de bons résultats, il n’a été introduit que pour des surfaces externes ce qui fait qu’il n’est pas applicable pour des mini-canaux.
Une étude de Alrbaey et al. [48] montre que la combinaison du polissage par laser avec l’électropolissage est capable de réduire la rugosité de surface de 75 %. En effet, les pièces qui subissent l’électropolissage présentent généralement des piqures, suite à la formation des bulles d’air pendant le processus qui s’adhèrent à la surface. Selon l’auteur, le polissage par laser est un prétraitement pour l’électropolissage pour une meilleure homogénéité de surface. Une représentation qualitative de l’amélioration de l’état de surface est présentée sur la figure 2-18.
figure 2-18 : Observation microscopique d’une surface traitée par l’électropolissage après le polissage laser [48]
En industrie, l’utilisation du procédé de polissage par flux d’une pâte abrasif (AFM) est très répandue. L’agent de polissage dans ce procédé est un fluide visqueux qui possède une consistance pâteuse. Son application se manifeste alors pour le polissage des cavités et des structures internes. Ce procédé a été breveté et introduit par Extrude Hone ® [49], une entreprise pilote dans le polissage adapté pour les pièces obtenues par fabrication additive. Han et al. ont montré que l’AFM est une méthode prometteuse pour le polissage des mini-canaux droits ou présentant des rayons. La pâte abrasive et la machine ont été fournies par la compagnie Extrude Hone® (figure 2-19). Cette méthode est applicable dans le cas des mini- canaux à condition de diminuer la viscosité de la pâte abrasive à cause de la très petite aire de passage.
Surface brute
Surface traitée au laser
Surface traitée par l’électropolissage après le polissage laser
figure 2-19 : Illustration schématique du AFM bidirectionnel ( a et b) et la pâte abrasive fournie par Extrude Hone ® (c) [50]
Une étude de Mohammadian et al. [51] montre qu’une adaptation de l’AFM est bénéfique pour des mini-canaux en IN625. Il s’agit d’un même principe que l’AFM en remplaçant la pâte abrasive par une solution aqueuse avec des particules abrasives suspendues.
L’étude présente une comparaison du polissage par flux abrasif aqueux avec un polissage chimique statique et enfin, avec une combinaison des deux qui donnait la meilleure réduction en rugosité de surface comme le montre la figure 2-20. Pour atteindre la même rugosité de surface, le polissage abrasif chimique prend le tiers du temps qu’un polissage par flux soit chimique ou abrasif.
figure 2-20 : Durée de polissage requise en utilisant différents procédés de polissage pour atteindre la même rugosité de surface [51]
Le choix des particules abrasives et des acides est basé sur la norme ASM-Vol.9 [44].
La majeure contribution de ce travail est le montage de polissage qui a été établi au laboratoire et adapté aux pièces traitées. Il a été montré que ce procédé est capable de réduire la rugosité de surface de 45 % pour une orientation de fabrication de 15° face à une plus basse réduction de 20 % pour un angle de 135°. Cette méthode est prometteuse pour le polissage des mini- canaux.
Le Tableau 2-1 résume les différents procédés de polissage présents dans la revue de littérature et compare leur degré de faisabilité pour des mini-canaux. Le polissage hybride chimique et abrasif présente le polissage le plus adéquat pour des mini-canaux grâce à la fluidité de la solution de polissage qui est facile à passer dans les mini-canaux, à l’action de polissage des acides utilisés et aussi aux particules abrasives qui ajoutent de l’abrasion sur la surface. Le choix du procédé de polissage converge alors vers un polissage par flux abrasif.
Bien que les acides possèdent un effet plus polissant, les remplacer par de l’eau donne le même fini de surface final si la durée de polissage n’est pas importante. Un polissage par flux abrasif donne donc le même résultat après une durée plus longue que le polissage chimique abrasif.
Cependant, plus le polissage est lent, plus le fini de surface est contrôlable, ce qui rend le polissage par flux abrasif (eau et particules) approprié pour le polissage des mini-canaux. Ceci est la raison pourquoi ce procédé est choisi pour ce projet.
Tableau 2-1 : Comparaison de différents procédés de polissage et leur faisabilité dans le cas des mini-canaux.
Procédé de polissage Faisabilité Limites de faisabilité pour mini-canaux
Electropolissage + Forme de la cathode
Polissage par laser - Non applicable pour des géométries internes
Électro-sablage ± Largeur des canaux
Polissage par pâte abrasive ++ Viscosité de la pâte abrasive
Polissage chimique +++ -
Polissage chimique abrasif +++ -
Pour conclure, cette revue de littérature résume les différents procédés de polissage adaptés à des géométries internes, voire complexes. Malgré la réduction significative en rugosité de surface pour la plupart des procédés de polissage, ces derniers ne sont pas tous faisables pour des mini-canaux présentant un diamètre très petit. Une comparaison de la faisabilité de chaque procédé de polissage est présentée afin de converger vers un procédé adéquat pour les mini-canaux de cette étude.
2.5 Résumé de l’état de l’art
Cette revue de littérature présente les travaux antérieurs qui ont été élaborés pour améliorer les systèmes de refroidissement. Il s’avère que les mini-canaux droits présentent une bonne configuration pour améliorer le refroidissement. Lorsque les mini-canaux sont obtenus par fabrication additive métallique, la rugosité de surface induite est à la faveur de l’amélioration du transfert thermique de ces mini-canaux, mais elle génère des pertes de charge élevées aussi. Le principal objectif est de trouver le niveau de rugosité adéquat pour assurer le compromis entre une augmentation en transfert thermique et une diminution des pertes de charge. L’effet combiné du transfert thermique et des pertes de charge est défini par le facteur de performance thermique. Il existe des études qui montrent que, à l’instar du niveau de la rugosité de surface, la forme de rugosité est aussi responsable à la définition de la performance thermique. Cette étude de recherche traite seulement l’effet des niveaux de rugosités de surface sur le transfert thermique et les pertes de charge des mini-canaux obtenus par fabrication additive métallique. Pour exploiter différents niveaux de rugosité, de différents procédés de polissages sont présentés et comparés selon leurs efficacités et faisabilités dans le cas des mini- canaux à faible diamètre. Un procédé de polissage par flux abrasif est adéquat pour la présente étude.
