ES2338914T3 - Perfeccionamientos en los rotores de motores de alta potencia. - Google Patents
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Abstract
Sistema, adaptado en particular para los motores de alta potencia, que comprende por lo menos un rotor (1a; 1b) y unos medios (4a, 4b; 5a, 5b) que comprenden unos elementos activos (7, 8) apropiados para poner en rotación el/los rotor(es) (1a; 1b) por su deformación sincronizada, caracterizado porque el material del rotor se selecciona de entre: - una aleación Al-Fe-V-Si, con entre 0,1 y 15% en peso de Fe, entre 0,3 y 15% en peso de V, entre 0,1 y 5% en peso de Si, siendo el resto Al; y/o - una aleación Al-Fe-Ce, con entre 0,1 y 15% en peso de Fe, entre 0,1 y 9% en peso de Ce, siendo el resto Al; y/o - una aleación Al-Fe-Mo, con entre 0,1 y 15% en peso de Fe, entre 0,3 y 9% en peso de Mo, siendo el resto Al; y/o - una aleación de Al-Yb/Gd y de tierras raras, con entre 1,0 y 20% en peso de Yb o de Gd, y entre 0,1 y 1,0% en peso de tierras raras; y/o - una aleación Al-Fe-Cr-Ti, con entre 0,5 y 10% en átomos de Fe, entre 0,4 y 8% en átomos de Cr, entre 0,3 y 5% de átomos de Ti, siendo el resto Al; y/o - una aleación Al-Fe-V, con entre 0,1 y 15% en peso de Fe, entre 0,1 y 5% en peso de V, siendo el resto Al, comprendiendo la aleación unos granos afinados y homogeneizados y comprendiendo una cantidad inferior a 0,3% en peso con respecto al peso total de la aleación de Mg, Zr, Ce y/o Sr (inoculación) y/o una cantidad inferior a 0,05% en peso de Ni, siendo la aleación preferentemente la aleación Al-12Fe-3V.
Description
Perfeccionamientos en los rotores de motores de
alta potencia.
La presente invención se refiere a la aplicación
de materiales en unos motores de alta potencia o de
vibraciones.
Más precisamente, la invención se refiere a la
aplicación de materiales para dos cuerpos en unos motores de alta
potencia o de vibraciones, estando el primer cuerpo (patín) puesto
en contacto en rozamiento en seco con el segundo cuerpo (rotor),
estando unos materiales de fricción en la interfaz entre estos dos
cuerpos.
Algunos motores de alta potencia utilizan en su
funcionamiento las propiedades de elongación de materiales
activos. Estos materiales pueden por ejemplo ser unos materiales del
tipo piezoeléctrico, del tipo magnetoestrictivo, electroestrictivo,
etc.
Dichos motores son conocidos en particular a
partir del documento FR 2 782 420.
Las figuras 1 y 2 representan esquemáticamente
un ejemplo conocido de un motor 2 de alta potencia que comprende
unos bloques 4a, 4b, 5a, 5b de forma sustancialmente circular, y dos
rotores 1a y 1b, estando uno interpuesto entre los bloques 4a y 4b,
y el otro entre los bloques 5a y 5b.
Los rotores 1a y 1b están montados sobre un
árbol común 3.
Los bloques 4a, 4b, 5a, 5b comprenden unos
lóbulos 6 apropiados para ser puestos en contacto con los rotores
1a y 1b.
Los bloques 4a, 4b, 5a, 5b comprenden unos
elementos en materiales activos 7 interpuestos entre los lóbulos 6,
y que sufren unas elongaciones en el plano de los bloques, con el
fin de poner en movimiento los lóbulos 6.
Los bloques más internos 4a y 5a están unidos
entre sí, por medio de los lóbulos 6, por los elementos 8 en
materiales activos. Estos elementos son apropiados para deformarse y
desplazar los lóbulos 6 según el sentido de las flechas visibles en
la figura 2.
Los bloques más externos 4b y 5b están unidos al
cárter del motor 2, por medio de los lóbulos 6, por unos elementos
9 que forman resortes.
Las elongaciones sincronizadas de los elementos
7 y 8 permiten poner en rotación los rotores 1a y 1b, en particular
por la presencia de rozamiento entre los lóbulos 6 y los rotores 1a
y 1b.
La figura 3 muestra esquemáticamente que los
lóbulos 6 comprenden una parte principal 12, unida a un patín de
contacto 11 por unos elementos intermedios 10 que presentan unas
propiedades elásticas.
El hecho de que la parte principal no esté
directamente en contacto con los rotores 1a y 1b, y que una parte
intermedia 10 presente unas propiedades de deformación elástica
permite aumentar el rendimiento del motor de vibraciones. En efecto
el conjunto 12, 10, 11 forma un conjunto doble
masa-resorte representado en la figura 4.
Si los patines de contacto 11 están
dimensionados correctamente, el rendimiento del motor de vibraciones
aumenta en gran manera. En la continuación de la presente
descripción, se denominará asimismo masa centrífuga a los patines
de contacto, con referencia al hecho de que los patines representan
unas masas centrífugas en el conjunto doble
masa-resorte de la figura 4.
Así, la masa centrífuga, que tiene una masa
limitada y fija para obtener un buen rendimiento de utilización del
motor, presenta en su superficie una capa rozante, en contacto con
un rotor. El espesor de la masa centrífuga es del orden de 2 mm.
Como variante, la masa centrífuga puede rozar directamente sin la
presencia de una capa rozante.
Generalmente, los elementos intermedios 10
presentan una conductividad térmica \lambda baja (\lambda<0,5
W/mK).
Los motores de vibraciones representan un
atractivo para los accionadores intermitentes, como por ejemplo los
sistemas de trenes de aterrizaje, de puertas del compartimento de
carga, de timones y de flaps. Se utilizan entonces en sustitución
de los circuitos hidráulicos o neumáticos, que exigen unos líquidos
que tienen unos puntos de congelación inferiores a -60ºC. Ahora
bien los líquidos presentan riesgos de inflamación, deben ser
vaciados y desechados regularmente. Los motores de vibraciones se
utilizan asimismo en sustitución de los motores eléctricos que
utilizan unos materiales ferromagnéticos férreos que comprenden unos
reductores de velocidad de engranajes.
Los sistemas que comprenden unos accionadores
intermitentes necesitan un alto par a baja velocidad.
La solicitud FR 2 819 650 propone unos pares de
fricción en unos accionadores lineales cuya estructura y aplicación
son muy diferentes de las de los motores de alta potencia. Sin
embargo, los pares de fricción de la solicitud FR 2 819 650 tienen
unas propiedades estables en función de las condiciones de
funcionamiento. Dichos pares de fricción son solicitados sin
deslizamiento por aplastamiento elástico de las microasperezas. En
efecto, se utilizan en unos sistemas de bloqueo cuyo objetivo es
evitar el deslizamiento del microcontacto. No poseen propiedades de
disipación calorífica importantes, puesto que no tienen que disipar
las cantidades de calor importantes inducidas por unas fases de
deslizamiento.
Por otra parte, la duración de funcionamiento
acumulada de un avión civil es del orden de 48.000 horas de vuelo.
Para los materiales de fricción de la masa centrífuga y del rotor de
un motor de alta potencia, esto representa unas solicitaciones con
vida acumulada de 2.000 horas. Son precisos por tanto unos
porcentajes de desgaste k_{v} inferiores a 3x10^{-8}
mm^{3}/Nm. Se recuerda que el porcentaje de desgaste se utiliza
internacionalmente en Tribología para calificar el comportamiento al
desgaste. Está definido por el volumen de desgaste dividido entre
la carga normal y la distancia de deslizamiento relacionada con el
volumen de desgaste. Estos porcentajes de desgaste deben ser
independientes de la temperatura y de las condiciones de
utilización, así como independientes de la velocidad de
deslizamiento. De la misma manera, para unas aplicaciones en unos
vehículos industriales, incluso si las horas de funcionamiento están
generalmente limitadas a 20.000 horas, la vida acumulada se sitúa
asimismo alrededor de 2.000 horas.
Se habrá comprendido que las especificaciones
técnicas de un motor de alta potencia menciona por tanto unos bajos
porcentajes de desgaste y altos coeficientes de rozamiento. Además,
los materiales de fricción deben presentar unas propiedades
caloríficas, y en particular de difusividad térmica \kappa [en
mm^{2}/s] importantes para los materiales sobre todo del
rotor.
En efecto, la temperatura de Curie limita el
efecto activo, en particular piezoeléctrico. Así, si la temperatura
se eleva de forma demasiado importante en el motor de alta potencia,
y su funcionamiento se altera. La obligación de no alcanzar la
temperatura de Curie limita la temperatura de calentamiento de la
masa centrífuga aproximadamente a 150ºC y la del rotor a 200ºC. El
rotor puede tolerar una temperatura más importante puesto que no
está unido a unos elementos sensibles a la temperatura, en
particular unos materiales piezoeléctricos, y puesto que está unido
a un eje que constituye un medio para disipar el calor más
rápidamente.
La subida de temperatura por encima de las
temperaturas de Curie de los materiales piezoeléctricos no puede
ser despreciada en una aplicación de largo accionamiento, que genera
hasta varios centenares de Kjoules a disipar. Independientemente de
la concepción y del modo de funcionamiento, los materiales elegidos
para los patines/masas centrífugas y para el rotor deben ser
capaces de almacenar el máximo del calor debido a las pérdidas de
fricción, puesto que un enfriado de los elementos de materiales
activos 7 por ventilación o aireación no es posible.
El documento FR 2 844 933 propone por una parte
unos materiales de fricción y capas de fricción que responden al
mismo tiempo a varias obligaciones. Los materiales de las capas de
fricción presentan:
- buenas propiedades de rozamiento y bajos
porcentajes de desgaste;
- buenas propiedades caloríficas;
- una buena repartición del flujo de calor;
- buenas propiedades mecánicas, en particular
una buena resistencia a la fatiga; y
- buenas propiedades anticorrosión.
\vskip1.000000\baselineskip
El documento FR 2 844 933 propone por otra parte
unos materiales para las masas centrífugas/patines así como para el
rotor/disco.
Para las masas centrífugas/patines, los
materiales propuestos por el documento FR 2 844 933 tienen una
capacidad másica térmica superior a 0,5 J/g/K. Se trata en
particular preferentemente:
- del MgO-ZrO_{2},
- de la alúmina reforzada con zirconia,
- del (Ti,Mo)(C,N) con unos ligantes con 8 a 20%
en peso de NiMo (tipo TM 8, 10 ó 20 por ejemplo),
- del SiSiC,
- del WC-6Ni y/o,
- del AlN.
\vskip1.000000\baselineskip
Para el rotor/disco, se trata de materiales
monolíticos que tienen una capacidad térmica volumétrica superior a
2,5 J/cm^{3}/K, en particular preferentemente:
- el (Ti,Mo)(C,N) con unos ligantes con 8 a 20%
en peso de NiMo(tipo TM 8, 10 ó 20 por ejemplo);
- el WC-6Ni;
- el AlN;
- el SiSiC,
- las fundiciones grises globulares, lamelares y
en temple bainítico,
- los aceros del tipo
Z6CND16-05-01 y del tipo
X5CrNiCu15-5;
- las aleaciones AlSi+SiC/Al_{2}O_{3};
- las aleaciones AlSi + dispersoides
Al_{4}C_{3}/Al_{2}O_{3};
- las aleaciones
Al-Fe-V;
- el aluminio serie 6xxx en T8 y serie 7xxx,
- el TiAl_{6}V_{4},DIN 3.7xxx.
\vskip1.000000\baselineskip
El material para el rotor/disco puede
eventualmente estar revestido por ejemplo por:
- unas fases magneli
Ti_{n}O_{2n-1}, con 4\leqn\leq10, por
ejemplo 40%Ti_{4}O_{7}/60%Ti_{5}O_{9},
-
4-6Al_{2}O_{3}/6-4TiO_{2},
- WC-17%Co,
- (Ti,Mo)(C,N) o el (Ti,W)(C,N) con unos
ligantes Ni/Mo, y/o
- >75Cr_{3}C_{2}/<25NiCr.
\vskip1.000000\baselineskip
La capacidad calorífica de los materiales para
el rotor/disco no es óptima y se busca también mejorarla, en
particular por una elección de materiales con más prestaciones que
los dados a conocer en el documento FR 2 844 933.
Además, algunos de estos materiales no pueden
ser utilizados en ciertos casos de temperaturas o de solicitaciones.
Por ejemplo, el inconveniente principal de las aleaciones de
aluminio dadas a conocer en el documento FR 2 844 933, como las
series 6xxx en T8 y 7xxx, así como AlSi, AlMg y AlZn reforzados o no
reforzados, es la caída de la resistencia a la rotura con la
temperatura. Esta caída limita la utilización de estas aleaciones a
una temperatura máxima de 300ºC, incluso 250ºC. Además, existe el
riego de formación de fases líquidas a partir de 370ºC.
Además, el documento FR 2 844 933 solo prevé la
repartición del calor de fricción entre el rotor/disco y el patín.
La capacidad calorífica del conjunto rotor/disco sobre su árbol no
es óptima y se busca también mejorarla. El documento FR 2 844 933
no prevé una estructura de dicho conjunto.
Por último, un motor en un sistema de seguridad
es un sistema que debe funcionar siempre, en cualquier condición.
Ahora bien, se ha constatado que las fases magneli
Ti_{n}O_{2n-1}, con 4\leqn\leq10, se oxidan
por encima de 360ºC en presencia de aire para dar la fase
estequiométrica TiO_{2}. Este fenómeno de oxidación se acelera en
presencia de humedad.
La invención propone evitar por lo menos uno de
los inconvenientes citados.
Con este fin, la invención propone un sistema,
en particular adaptado para los motores de alta potencia, que
comprende por lo menos un rotor y unos medios que comprenden unos
elementos activos apropiados para poner en rotación el/los
rotor(es) por su deformación sincronizada, caracterizado
porque el material del rotor se selecciona de entre:
- una aleación
Al-Fe-V-Si, con
entre 0,1 y 15% en peso de Fe, entre 0,3 y 15% en peso de V, entre
0,1 y 5% en peso de Si, siendo el resto Al; y/o,
- una aleación
Al-Fe-Ce, con entre 0,1 y 15% en
peso de Fe, entre 0,1 y 9% en peso de Ce, siendo el resto Al;
y/o
- una aleación
Al-Fe-Mo, con entre 0,1 y 15% en
peso de Fe, entre 0,3 y 9% en peso de Mo, siendo el resto Al;
y/o
- una aleación de Al-Yb/Gd y de
tierras raras, con entre 1,0 y 20% en peso de Yb o de Gd, y entre
0,1 y 1,0% en peso de tierras raras; y/o
- una aleación
Al-Fe-Cr-Ti, con
entre 0,5 y 10% en átomos de Fe, entre 0,4 y 8% en átomos de Cr,
entre 0,3 y 5% en átomos de Ti, siendo el resto Al; y/o
- una aleación
Al-Fe-V, con entre 0,1 y 15% en peso
de Fe, entre 0,1 y 5% en peso de V, siendo el resto Al, aleación
que comprende unos granos afinados y homogeneizados y que comprenden
una cantidad inferior a 0,3% en peso con respecto al peso total de
la aleación de Mg, Zr, Ce y/o Sr (inoculación) y/o una cantidad
inferior a 0,05% en peso de Ni, siendo la aleación preferentemente
la aleación Al-12Fe-3V.
\vskip1.000000\baselineskip
La invención se completa ventajosamente por las
características siguientes, consideradas solas o según sus
combinaciones posibles:
- la aleación es la aleación AA8009, a saber
Al-8,5Fe-1,3V-1,7Si,
y/o la aleación Al-8,3Fe-4,0Ce y/o
Al-7,0Fe-6,0Ce y/o la aleación
Al-8Fe-2Mo y/o la aleación Al14Yb4Y
y/o la aleación Al84, 5Fe7Cr6,3Ti2,5;
- la aleación presenta unos granos afinados y
homogeneizados y comprende una cantidad inferior a 0,3% en peso con
respecto al peso total de la aleación de Mg, Zr, Ce y/o Sr
(inoculación) y/o una cantidad inferior a 0,05% en peso de Ni;
- el material de cada rotor (1a; 1b) es tal que
presenta una capacidad calorífica superior a 2 J/cm^{3}/K;
- dichos medios de puesta en rotación del/de los
rotor(es) comprenden por lo menos un lóbulo que presenta una
masa centrífuga, siendo el material de cada masa centrífuga tal que
presente una capacidad térmica másica Cp^{22C} superior a 0,35
J/g/K;
- el material de cada masa centrífuga
comprende:
- -
- (Ti,Mo)(C,N)+8-20% de ligante Ni/Mo (tipos TM 8, 10 ó 20 por ejemplo); y/o
- -
- WC-6Ni; y/o
- -
- alúmina reforzada con circona; y/o
- -
- AIN; y/o
- -
- carburo de silicio infiltrado en el silicio SiSiC, con 8 a 20% en peso de silicio;
- -
- MgO-ZrO_{2};y/o
- -
- alúmina reforzada con circona; y/o
- -
- nitruro de aluminio por sinterizado en caliente, y/o
- -
- nitruro de aluminio por sinterizado a presión; y/o
- -
- una fase magneli del tipo Ti_{n}O_{2n-1}, 4\leqn\leq10 siendo n un entero, o unas mezclas del tipo 40%Ti_{4}O_{7}/60Ti_{5}O_{9};
- -
- unas fundiciones grises globulares y/o unas fundiciones grises laminares y/o con un temple bainítico y/o aleadas con Cr, Mo, Al, V, Ti; y/o
- -
- unos aceros del tipo Z6CND16-05-01; y/o
- -
- unos aceros X5CrNiCu15-5; y/o
- -
- unas aleaciones AlSi+SiC/Al_{2}O_{3}; y/o
- -
- unas aleaciones AlSi + dispersoides Al_{4}C_{3}/Al_{2}O_{3}/TiB_{2},y/o
- -
- unas aleaciones Al-Fe-V; y/o
- -
- unos aluminios serie 6xxx en T6 y superior o de serie 7xxx; y/o
- -
- carburo de silicio infiltrado en el silicio SiSiC; y/o
- -
- unas aleaciones de titanio del tipo UNS R5xxxx, tales como TiAl6V4.
- el material de cada masa centrífuga y de cada
rotor está revestido con por lo menos una capa dura en proyección
térmica por un material que comprende:
- -
- un óxido de una aleación de Ti y de Cr, estando el óxido en forma de una solución solida estabilizada y/o en forma de una solución sólida no estequiométrica; y/o
- -
- WC-17%Co; y/o
- -
- (Ti,Mo)(C,N) ó (Ti,W)(C,N)+ un ligante Ni/Mo; y/o
- -
- >75Cr_{3}C_{2}/<25NiCr; y/o
- -
- 4-6Al_{2}O_{3}/6-4TiO_{2};
- la solución sólida estabilizada del óxido de
la aleación de Ti y Cr se presenta en la forma
Ti_{n-2}Cr_{2}O_{2n-1}con 6
\leq n \leq9 y/o en el que la forma no estequiométrica del óxido
de la aleación de Ti y de Cr se presenta en forma de la solución
sólida de TiO_{2} y de Cr_{2}O_{3}, preferentemente en una
forma seleccionada de entre: Cr_{2}Ti_{2}O_{7},
Ti_{6}Cr_{2}O_{15}, Ti_{7}Cr_{2}O_{17},
Cr_{2}Ti_{8}O_{1}, Cr_{2}Ti_{5}O_{13},
Cr_{2}Ti_{4}O_{11}, Cr_{0,12}Ti_{0,78}O_{1,74},
Cr_{0,222}Ti_{0,778}O_{1,889;} Cr_{0,286}
Ti_{0,714}O_{1,857} ó Cr_{0,46} Ti_{0,54}O_{1,71},
- las capas duras depositadas por proyección
térmica presentan unas rugosidades aritméticas finales inferiores a
0,04 \mum, siendo el espesor de las capas mecanizadas superiores a
50 \mum y/o en el que los valores de las rugosidades R_{pK} y
R_{vK} de la norma DIN EN ISO 13565-2:1998 son
inferiores a 0,030 \mum y 0,070 \mum respectivamente,
- el rotor y un árbol de rotación del rotor son
monobloque y están compuestos por el mismo material;
- un cárter de protección del motor está unido
al árbol de rotación y está compuesto por el mismo material que el
rotor.
\vskip1.000000\baselineskip
La invención presenta numerosas ventajas.
La capacidad del rotor/disco está mejorada
debido a la elección de materiales que tienen una gran capacidad
calorífica y una buena conducción térmica.
La capacidad calorífica del rotor/disco está
también mejorada gracias a la conducción térmica hacia el árbol del
motor (incluso gracias el cárter), que a su vez posee una masa
térmica capaz de almacenar las pérdidas de fricción.
La mejora de la capacidad calorífica del
rotor/disco por una parte y del conjunto rotor/disco + árbol
(incluso cárter) por otra parte, hecha posible gracias a la
utilización de aleaciones con una difusividad térmica \kappa
[mm^{2}/s] elevada, tales como las aleaciones de aluminio, permite
una mejor protección de los elementos en materiales activos 7, y
por consiguiente una mejor seguridad y una duración de vida del
motor más larga.
Además, el empleo de los materiales según la
invención permite una fabricación más simple y menos onerosa de las
piezas del motor.
Por último, la invención permite una utilización
del motor en una gama de solicitaciones, de temperaturas y de
humedad más importantes.
Otras características, objetivos y ventajas de
la invención se pondrán más claramente de manifiesto a partir de la
descripción siguiente puramente ilustrativa y no limitativa y que
debe ser leída haciendo referencia a las figuras adjuntas, en las
que:
- la figura 1, ya comentada, representa
esquemáticamente una vista en alzado de un motor de alta
potencia;
- la figura 2, ya comentada, representa
esquemáticamente una vista de perfil de un motor de alta
potencia;
- la figura 3, ya comentada, representa
esquemáticamente una vista en sección de un lóbulo de un motor de
vibraciones, y
- la figura 4, ya comentada, representa
esquemáticamente el sistema de masas resortes constituido por el
lóbulo de la figura 3.
La creación de calor es muy importante en un
motor de alta potencia, a causa del rozamiento en seco entre sus
elementos constitutivos. Por ejemplo, un motor de alta potencia de
una potencia mecánica de 5 kW produce una pérdida friccional de
aproximadamente 4,5 kW. Puesto que el motor no está lubrificado,
todas las pérdidas friccionales son transformadas en calor. El
calor producido debe ser almacenado por los materiales en
contacto.
Además, los motores poseen generalmente una
limitación de su relación entre potencia y masa. Esta relación es
generalmente igual a 1 kW por kg. Así, el motor no posee mucha masa
para poder absorber el calor de fricción producido.
La invención prevé mejorar la repartición del
calor entre los diferentes elementos del motor de alta potencia.
Se recuerda que la difusividad térmica \kappa
[en mm^{2}/s] es la dimensión determinante en esta
repartición.
El calor generado durante el accionamiento del
motor se reparte entre las superficies del triboelemento "masa
centrífuga-rotor".
Se recuerda que el volumen del motor es fijo por
concepción. Por el contrario, solamente la masa de la masa
centrífuga está fijada por concepción, por ejemplo a 10 gramos cada
una para una potencia de 5 kW a la salida del motor.
Así, un calor de 220.000 Joules se genera por
ejemplo con una pérdida friccional de 4,5 kW durante un tiempo de
accionamiento inferior a 50 segundos. Se puede obtener asimismo un
valor del calor idéntico para una secuencia de varios
accionamientos de algunos segundos.
La repartición de calor entre las diferentes
superficies del triboelemento depende en primer lugar de la relación
de las dos superficies en contacto.
La relación de las superficies rozantes entre
por ejemplo una estructura que comprende 32 masas centrífugas
(17.176 mm^{2}) y por ejemplo los dos lados de dos rotores (50.990
mm^{2}) de un motor de alta potencia es de aproximadamente
1:2,96.
Para calcular la repartición del flujo de calor
q de rozamiento generado en el tribocontacto de los dos cuerpos
deslizantes, se puede aplicar la formula (1) siguiente, puesto que
las dos superficies no difieren demasiado una con respecto a la
otra:
en la que \rho representa la
densidad del material considerado, \lambda la conductividad
térmica y C_{p} la capacidad térmica
másica.
Esta fórmula (1) es válida para dos
tribolelementos que tengan sustancialmente la misma superficie en
contacto y que tengan unos flujos de calor q tales que
La formula (1) muestra que la repartición del
calor depende en prioridad de las propiedades caloríficas de los
materiales, tales como la conductividad, la capacidad térmica másica
y la densidad volumétrica de los materiales de rozamiento. Se
recuerda además que estas propiedades dependen de la
temperatura.
Después de que las pérdidas friccionales han
sido repartidas entre los elementos del motor de alta potencia, sus
disipaciones resultan importantes.
Se recuerda que una gran cantidad de calor se
crea en la interfaz entre la masa centrífuga y el disco. Cada masa
centrífuga es próxima a los materiales activos y/o de una cola por
ejemplo, todos sensibles al calor. Por ejemplo la cola será del
tipo poliamida cuya temperatura de transición vítrea es del orden de
150ºC. Así, para la masa centrífuga, se desea un material que posea
a la vez una baja conductividad térmica y un gran calor másico. La
baja conductividad térmica permite atraer hacia la masa centrífuga
un mínimo del calor producido en la interfaz. El mayor calor másico
permite almacenar un máximo de calor que habría cuando menos sido
transmitido a la masa centrífuga. Si los materiales de las masas
centrífugas poseen las propiedades mencionadas más arriba, entonces
es posible limitar su temperatura a la que se ha fijado, a saber
150ºC.
Así, para disipar por ejemplo 220.000 Joules
entre los rotores y las masas centrífugas de un motor, se pueden
elegir las masas centrífugas de los materiales previstos en el
documento FR 2 844 933 y resumidos en la parte de introducción de
la presente descripción.
El calor disipado en el conjunto de las masas
centrífugas no debe exceder su capacidad calorífica, de manera que
se cumpla la ecuación (2)
en la que Q_{fricción} es el
calor generado por rozamiento y Q_{masas \ centr\text{í}fugas} es
la capacidad calorífica del conjunto de las masas
centrífugas.
Para el rotor, la situación es inversa a la de
la masa centrífuga. Cada masa centrífuga tiene una masa definida
(10 gramos con \pm10% por ejemplo). Por el contrario, solamente el
volumen del rotor está definido por concepción.
El rotor/disco no está unido a unos elementos
sensibles al calor. Por consiguiente, para el disco, se desea un
material que posea a la vez una gran conductividad térmica y un gran
calor másico. La gran conductividad térmica permite atraer hacia el
disco un máximo del calor producido en la interfaz. El gran calor
másico permite almacenar al máximo este calor transmitido al
disco.
Los inventores han observado que las aleaciones
de Al, de Fe y de por lo menos otro elemento (las aleaciones son
por consiguiente anotadas AlFeXY, en la que X e Y representan unos
elementos diferentes), comprendiendo las aleaciones por lo menos
sustancialmente 80% en peso de Al y por lo menos entre 0,1 y 15,0%
en peso de Fe, tenían unas propiedades interesantes de
conductividad térmica y de capacidades calorífica y térmica,
representadas en la tabla 1. Todos los valores de las capacidades
caloríficas representadas en la tabla 1 lo son para unos rotores de
diámetro de 179 mm x 5 mm (hay por tanto un volumen de 125,8
cm^{3} aproximadamente, sin embargo su espesor puede variar entre
4 y 7 mm aproximadamente) y para \DeltaT =200 K. El conocimiento
de la variación de la temperatura \DeltaT permite obtener el
valor absoluto de la cantidad de calor absorbida [kJ/dm^{3}] por
un material. La tabla 1 da un valor de 495 kJ/dm^{3}. Esta
cantidad o capacidad de acumulación de calor se debe considerar
como un valor volumétrico, puesto que el espacio disponible para un
rotor es independiente del material, y que las densidades varían en
gran manera de una aleación a la otra.
Estas propiedades interesantes se deben en
particular al hecho de que el aluminio tiene una difusividad
comprendida entre 70 y 80 mm^{2}/s. A título de comparación, la
fundición gris tiene una difusividad comprendida entre 10 y 15
mm^{2}/s, el TiAl6V4 tiene una difusividad comprendida entre 2,9 y
3,2 mm^{2}/s y el Inconel 718 tiene una difusividad comprendida
entre 2,5 y 2,9 mm^{2}/s.
El tipo de aleaciones de aluminio citado tiene
unas capacidades caloríficas complementarias de las masas
centrífugas.
Más precisamente, la aleación de Al, de Fe y de
por lo menos otro elemento se selecciona de entre:
- una aleación
Al-Fe-V-Si, con
entre 0,1 y 15% en peso de Fe, entre 0,3 y 15% en peso de V, entre
0,1 y 5% en peso de Si, siendo el resto Al, siendo la aleación
preferentemente la aleación AA 8009, a saber
Al-8,5Fe-1,3V-1,7Si;
y/o
- una aleación
Al-Fe-Ce, con entre 0,1 y 15% en
peso de Fe, entre 0,1 y 9% en peso de Ce, siendo el resto Al,
siendo la aleación preferentemente la aleación
Al-8,3Fe-4,0Ce y/o
Al-7,0Fe-0,6Ce; y/o
- una aleación
Al-Fe-V, con entre 0,1 y 15% en peso
de Fe, entre 0,1 y 5% en peso de V, siendo el resto Al, siendo la
aleación preferentemente la aleación
Al-12Fe-3V; y/o
- una la elación
Al-Fe-Mo, con entre 0,1 y 15% en
peso de Fe, entre 0,3 y 9% en peso de Mo, siendo el resto Al,
siendo la aleación preferentemente la aleación
Al-8Fe-2Mo; y/o
- una aleación
Al-Fe-Cr-Ti, con
entre 0,5 y 10% en átomos de Fe, entre 0,4 y 8% en átomos de Cr,
entre 0,3 y 5% en átomos de Ti, siendo el resto Al, siendo la
aleación preferentemente la aleación Al84,5Fe7Cr6,3Ti2,5;
- una aleación de Al-Yd/Gd y de
tierras raras con entre 1,0 y 20% en peso de Yb o de Gd, y entre 0,1
y 1,0% en peso de tierras raras, siendo la aleación preferentemente
aleación Al14Yb4Y.
\vskip1.000000\baselineskip
El experto en la materia sabe que existen varios
procedimientos posibles de fabricación de una aleación. Así, es
posible realizar las aleaciones citadas por solidificación rápida o
atomización seguida de un trefilado, para alcanzar unas
resistencias a la rotura a temperatura ambiente hasta 1600 MPa con
unas matrices de aluminio amorfizadas o parcialmente amorfizadas
(mezcla cristalina-amorfa).
Sin embargo, estos procedimientos no resultan
demasiado adecuados para una fabricación de grandes tonelajes y una
fabricación de piezas complejas necesarias para una aplicación
automóvil o aeronáutica. Además, la resistencia a la rotura de las
aleaciones realizadas en solidificación rápida disminuye después de
un recocido y por encima de una temperatura de recristalización, en
general superior a 300-350ºC.
Se ha propuesto por la presente invención
realizar el rotor/disco en dicha aleación de aluminio en colada por
gravedad o a presión, seguida de un desgaseado bajo vacío en un
molde precalentado entre 350 y 650ºC. Este procedimiento de
fabricación puede ser adaptado a una fabricación de grandes
tonelajes y a una fabricación de piezas complejas necesarias para
una aplicación automóvil o aeronáutica.
Como variante, es posible fabricar el
rotor/disco en dicha aleación de aluminio por colada en banda
delgada seguida de laminado y recortado. Esta variante presenta la
ventaja de una reducción del sobreespersor de las piezas (a titulo
de comparación, este sobreespesor es necesario en general con unas
piezas de fundición) y disminuye tanto la necesidad de mecanizado
de la pieza, lo que reduce los desechos de virutas, cuyo valor
económico es considerable para las aleaciones de aluminio.
El empleo de los materiales según la invención
permite una fabricación más simple y menos onerosa de las piezas
del motor.
Otra ventaja de realizar las piezas por colada
es que la pieza "rotor-eje" puede ser
monobloque. Así, el hecho de que el rotor + eje sea de una sola
pieza favorece la transferencia de calor del rotor al eje que a su
vez posee una masa térmica capaz de almacenar las pérdidas
friccionales. Así, la capacidad calorífica del rotor/disco está así
mejorada gracias a la conducción térmica hacia el árbol del motor,
que es también de un material que posee una gran capacidad
calorífica. La colada del disco y del árbol en aleación de aluminio
en una sola pieza representa una gran ventaja, que evita el
ensamblaje de las dos piezas y no perturba el flujo del calor del
disco/rotor hacia el eje. Se pueden mejorar también estas
prestaciones realizando el cárter del motor en la misma aleación de
aluminio y uniéndolo al
árbol.
árbol.
De manera preferida, las aleaciones de aluminio
citadas pueden, justo antes de la colada, sufrir una etapa de
afinado de grano y de homogeneización de los granos añadiendo a la
aleación una cantidad inferior a 0,3% en peso con respecto al peso
total de la composición de Mg, Zr, Ce y/o Sr (inoculación) y/o una
cantidad inferior a 0,05% en peso de
níquel.
níquel.
Para una aplicación en un motor y en comparación
con una fundición gris, estas aleaciones de aluminio modificadas
muestran, incluso realizadas solamente en colada y en colada en
banda delgada, una buena resistencia a la rotura en caliente
(T<500ºC). Su resistencia a la rotura es en efecto comparable con
la de la fundición gris con 3,7% en peso de C, a saber
R^{500^{o}C} _{m} \sim100 MPa y R^{500^{o}C} _{0,02}
\sim 40 MPa. Además ya no existe para estas aleaciones ninguna
formación de fases líquidas para una temperatura de fusión inferior
a 600ºC tal como es el caso en los sistemas
Al-Si-Mg-Zn.
\newpage
Los inventores han descubierto asimismo que el
módulo elástico de la aleación Al84,5Fe7Cr6Ti2,5 realizada en
colada por gravedad presenta un módulo de Young E con los
valores
- a temperatura ambiente E^{RT} = 104,1 GPa;
y
- a 500ºC E^{500^{o}C} = 83 GPa
comparables con una fundición gris con 3,7% en
peso de C. Se constata que estos valores son netamente superiores
(\sim 44% a temperatura ambiente) a las aleaciones de aluminio
dadas a conocer en el documento FR 2 844 933 (67-74
GPa de la aleaciones Al-Si, Al-Mg,
Al-Zn-Mg, Al-Cu por
ejemplo).
\vskip1.000000\baselineskip
Una colada por gravedad de Al8,5Fe1,3V1,7Si
presenta un módulo de Young E con los valores
- E^{RT} = 85,7 GPa, y
- E^{500^{o}C} = 65 GPa.
\vskip1.000000\baselineskip
Estos resultados se obtienen sin la utilización
de partículas, triquitos o fibras de cerámica.
Las aleaciones de aluminio modificadas en una
aplicación de motor presentan una ganancia intrínseca en rigidez y
en resistencia a la rotura en caliente asociadas a una temperatura
de funcionamiento que alcanza 500ºC. Se comprende que esto
representa una gran ventaja técnica, pero también económica.
Muy preferentemente, los materiales de fricción
de las masas centrífugas y/o del rotor/disco están revestidos de un
material que permite aumentar su dureza. El material se aplica
preferentemente como revestimiento por proyección térmica o se pega
sobre la masa centrífuga monolítica y/o el
rotor-disco como preconiza el documento FR 2 844
933.
Los inventores han constatado que los óxidos de
una aleación de Ti y de Cr, estando los óxidos en forma de una
solución sólida estabilizada y/o en forma de una solución sólida no
estequiometria no adolecían del inconveniente de oxidación de los
materiales del documento FR 2 844 933. Este fenómeno de oxidación
está en efecto presente en las fases magneli
Ti_{n}O_{2n-1}, con 4\leqn\leq10 por
ejemplo.
La solución sólida estabilizada del óxido de la
aleación de Ti y de Cr se presenta preferentemente en la forma
Ti_{n-2} Cr_{2}O_{2n-1} siendo
6\leqn\leq9.
La forma no estequiometria del óxido de la
aleación de Ti y Cr se presenta preferentemente en forma de una
solución sólida de TiO_{2} y Cr_{2}O_{3}. Muy preferentemente
dicha solución sólida está en una forma seleccionada de entre:
Cr_{2}Ti_{2}O_{7}, Ti_{6}Cr_{2}O_{15},
Ti_{7}Cr_{2}O_{17}, Cr_{2}Ti_{8}O_{1},
Cr_{2}Ti_{5}O_{13}, Cr_{2}Ti_{4}O_{11},
Cr_{0.12}Ti_{0.78}O_{1.74},
Cr_{0.222}Ti_{0.778}O_{1.889},
Cr_{0.286}Ti_{0.714}O_{1.857} ó
Cr_{0.46}Ti_{0.54}O_{1.77}.
El contacto del tribosistema del motor de alta
potencia efectúa un movimiento rotativo elíptico, con una evolución
de presión y de velocidad de deslizamiento.
Asimismo, el material de cada masa centrífuga y
de cada rotor es revestido en proyección térmica por un material
que comprende:
- WC-17% Co; y/o
- (Ti,Mo)(C,N) ó (Ti,W)(C,N)+ un ligante Ni/Mo,
y/o
- >75 Cr_{3}C_{2}/<25 NiCr; y/o
-
4-6Al_{2}O_{3}/6-4TiO_{2}.
\vskip1.000000\baselineskip
El movimiento se descompone en dos fases. Una
fase "de ida", con deslizamiento y pseudopegado. Durante esta
fase, la presión alcanza su máximo (12 Mpa para un coeficiente de
rozamiento de 0,2) a una velocidad relativa baja (0,5 m/s máximo, y
después una tendencia hacia 0). Esta fase corresponde a una
transmisión de potencia o de par. Otra fase "de vuelta" en la
que la velocidad de deslizamiento alcanza su máximo (aproximadamente
2,5 m/s) en el sentido opuesto al anterior o contra la dirección de
rotación del rotor. Durante esta fase, la presión desciende a los
alrededores de 2 MPa. La duración total de un ciclo es de 50
\mus.
La tabla 2 muestra un recorte de un ciclo a 20
kHz de 50 \mus en varios periodos de funcionamiento que se llaman
"fases". Este recorte ha sido efectuado para un motor de una
potencia mecánica de 5 kW.
El recortado de un ciclo según la tabla 2
muestra dos modos de contacto para el desplazamiento de las
microasperezas en la superficie de los materiales. En primer lugar,
el contacto puede efectuarse según una deflexión elástica de las
asperezas, denominada en este caso "pegado" (o "stick"
según la terminología anglosajona utilizada generalmente por el
experto en la materia). En segundo lugar, el contacto puede
efectuarse según un deslizamiento total (o "sliding" o
"slip" según la terminología anglosajona utilizada generalmente
por el experto en la materia).
\vskip1.000000\baselineskip
Para unos desplazamientos inferiores a 0,42
\mum, las microasperezas se pegan y no deslizan. Las mismas son
resistentes a la fatiga, puesto que son solicitadas elásticamente.
En este caso de respuesta elástica de las microasperezas sin
deslizamiento, o en el modo de pegado, la energía de fricción
disipada es nula. Las escasas pérdidas se sitúan a nivel de las
pequeñas perdidas anelásticas de deformación de las
microasperezas.
La vuelta de la masa centrífuga durante la
segunda fase del ciclo se efectúa con unas densidades caloríficas
del orden de 1 W/mm^{2}, permaneciendo al mismo tiempo inferiores
a este valor, bajo unas velocidades de deslizamiento del orden de
1,7 m/s, permaneciendo al mismo tiempo inferiores a este valor.
Para solicitar bien las microasperezas
elásticamente, y sin rotura del contacto, siendo este comportamiento
típico de los estados de superficies "pulidas", el radio de
curvatura de las micrioasperezas debe ser "grande". Dicho
radio de curvatura se obtiene por mecanizado. Bajo unas grandes
velocidades de deslizamiento (del orden de 1,66 m/s), el
tribosistema se "autorrodará". Presentará un estado de
superficie con una rugosidad de funcionamiento particular. Los
radios de curvatura de las asperezas tienen unos valores
determinados por la velocidad. Así, el mecanizado permite obtener
una topografía predeterminada por unos ensayos sobre motores. Las
capas (duras) depositadas por proyección térmica deben ser
mecanizadas hacia unas rugosidades aritméticas finales inferiores a
0,04 \mum. Esta rugosidad permite eliminar una acción abrasiva y
minimizar el autorrodado (o "runnig-in" según
la terminología anglosajona utilizada generalmente).
Preferentemente, puesto que los revestimientos presentan una
porosidad comprendida entre 1% en volumen y 4% en volumen, los
valores de las rugosidades R_{pK} y R_{vK} (definidas según la
norma DIN EN ISO 13565-2:1998) deben ser inferiores
a 0,030 \mum y 0,070 \mum respectivamente. El espesor de las
capas mecanizadas (espesor funcional) depositadas por proyección
térmica es superior a 50 \mum y preferentemente superior a 200
\mum.
Los desarrollos anteriores se aplican por tanto
al modo de contacto pegado combinado con la velocidad de
deslizamiento del orden de aproximadamente 1,25 m/s.
La determinación de los valores de topografía de
las superficies rozantes después de los ensayos en un motor real
representa el único método para reducir el porcentaje de desgaste
inicial. Así, si las asperezas son solicitadas elásticamente, la
topografía permanece invariable en el tiempo.
Los desarrollos siguientes se aplican
ventajosamente a unos casos de motores de alta potencia que producen
unas cantidades de calor de 220.000 Joules durante un accionamiento
de un motor de alta potencia de 5 kW.
Se resume en los desarrollos siguientes el
conjunto de las características que deben presentar los materiales
de fricción.
Los materiales o los revestimientos deben
presentar un coeficiente de rozamiento estático y dinámico
comprendido entre 0,2 y 0,8, en particular pueden tener un valor
comprendido preferentemente entre 0,5 y 0,8.
Además, deben presentar unos porcentajes de
desgaste k_{v} superiores a 1x10^{-8} mm^{3}/Nm
para una cantidad de calor Q igual a 220.000 Joules con 2.000 horas
de vida acumulada.
Así estos valores son:
- invariables con la humedad relativa;
- invariables a la temperatura, y esto hasta
200ºC; e
- invariables a unas presiones de contacto
nominal P inferiores a 12 MPa.
\vskip1.000000\baselineskip
Los valores de coeficiente de rozamiento y de
porcentaje de desgaste no deben nunca ser inferiores a los valores
mínimos en función de la temperatura, de la presión y de la humedad
relativa.
Además, los pares no deben presentar mecanismos
de desgaste de adhesión.
Además, los coeficientes de rozamiento estáticos
son superiores a los coeficientes de rozamiento dinámicos.
Los materiales o los revestimientos deben
presentar una resistencia a la fatiga, y hasta 1,4 x 10^{11}
ciclos para 2.000 horas acumuladas.
Los materiales o los revestimientos deben
presentar una resistencia a la cizalladura en la interfaz de los
revestimientos que tiene un valor superior a 12 MPa.
Los primeros puntos tratados a continuación
caracterizan el hecho de que se desea limitar a la temperatura de
la masa centrífuga o del rotor.
La misma debe presentar una capacidad térmica
másica Cp^{22c} superior a 0,35 J/g/K y preferentemente superior
o igual a 0,5 J/g/k.
Alternativamente, preferentemente, para un
aumento de la temperatura de \DeltaT=150K, la misma debe presentar
una capacidad térmica másica Cp^{22c} superior a 52,5 J/g. Estos
valores se derivan del documento FR 2 844 933.
Debe observarse que en un futuro relativamente
próximo, una evolución de los materiales activos, en particular
piezoeléctricos, permitirá sin duda unas temperaturas de Curie más
elevadas.
Si el rotor está ideado para poder acumular el
máximo de calor, entonces debe presentar una capacidad calorífica
superior a 2 J/cm^{3}/K o sea 400 J/cm^{3} para \DeltaT=200K.
Preferentemente, la misma será superior o igual a 2,5 J/cm^{3}/K
o sea 500 J/cm^{3} para \DeltaT= 200 K. Con los materiales de la
presente invención, la tabla 1 da un valor de 2,72
J/cm^{3}/K.
Las condiciones anteriores sobre las masas
centrífugas y los rotores son alternativas. Asimismo, las mismas
pueden preferentemente ser acumulativas, cumpliendo, los rotores y
las masas centrífugas entonces una de las condiciones anteriores
respectivamente.
Si por el contrario el rotor está ideado para
minimizar su peso, entonces la relación capacidad calorífica/peso
del rotor debe ser superior a 70 J/g para un aumento de temperatura
de \DeltaT=200 K.
El punto siguiente caracteriza el hecho de que
se desea una capacidad de acumulación del calor máxima para la masa
centrífuga.
El calor friccional disipado en el conjunto de
las masas centrífugas no debe exceder la capacidad calorífica de
las masas centrífugas Q_{masas \ centr\text{í}fugas} para
\DeltaT=150 K respetando la ecuación (2).
El último punto caracteriza el hecho de que se
desea minimizar la temperatura de la masa centrífuga.
La temperatura de la masa centrífuga se minimiza
mediante una maximización de la relación de la distribución del
flujo de calor hacia el rotor, estando esta repartición de acuerdo
con la ecuación (1).
Todos los materiales y capas de revestimiento
deben ser resistentes a largo plazo, o insensibles a la corrosión y
a la humedad. Pueden presentar además unas propiedades de
pasivación.
Claims (11)
1. Sistema, adaptado en particular para los
motores de alta potencia, que comprende por lo menos un rotor (1a;
1b) y unos medios (4a, 4b; 5a, 5b) que comprenden unos elementos
activos (7, 8) apropiados para poner en rotación el/los
rotor(es) (1a; 1b) por su deformación sincronizada,
caracterizado porque el material del rotor se selecciona de
entre:
- una aleación
Al-Fe-V-Si, con
entre 0,1 y 15% en peso de Fe, entre 0,3 y 15% en peso de V, entre
0,1 y 5% en peso de Si, siendo el resto Al; y/o
- una aleación
Al-Fe-Ce, con entre 0,1 y 15% en
peso de Fe, entre 0,1 y 9% en peso de Ce, siendo el resto Al;
y/o
- una aleación
Al-Fe-Mo, con entre 0,1 y 15% en
peso de Fe, entre 0,3 y 9% en peso de Mo, siendo el resto Al;
y/o
- una aleación de Al-Yb/Gd y de
tierras raras, con entre 1,0 y 20% en peso de Yb o de Gd, y entre
0,1 y 1,0% en peso de tierras raras; y/o
- una aleación
Al-Fe-Cr-Ti, con
entre 0,5 y 10% en átomos de Fe, entre 0,4 y 8% en átomos de Cr,
entre 0,3 y 5% de átomos de Ti, siendo el resto Al; y/o
- una aleación
Al-Fe-V, con entre 0,1 y 15% en peso
de Fe, entre 0,1 y 5% en peso de V, siendo el resto Al,
comprendiendo la aleación unos granos afinados y homogeneizados y
comprendiendo una cantidad inferior a 0,3% en peso con respecto al
peso total de la aleación de Mg, Zr, Ce y/o Sr (inoculación) y/o una
cantidad inferior a 0,05% en peso de Ni, siendo la aleación
preferentemente la aleación
Al-12Fe-3V.
2. Sistema según la reivindicación anterior, en
el que la aleación es la aleación AA 8009, a saber
Al-8,5Fe-1,3V-1,7Si,
y/o la aleación Al-8,3Fe-4,0Ce y/o
Al7,0Fe-6,0Ce y/o la aleación
Al-8Fe-2Mo y/o la aleación Al14Yb4Y
y/o la aleación Al84,5Fe7Cr6,3Ti2,5.
3. Sistema según una de las reivindicaciones
anteriores, en el que la aleación presenta unos granos afinados y
homogeneizados y comprende una cantidad inferior a 0,3% en peso con
respecto al peso total de la aleación de Mg, Zr, Ce y/o Sr
(inoculación) y/o una cantidad inferior a 0,05% en peso de Ni.
4. Sistema según una de las reivindicaciones
anteriores, en el que el material de cada rotor (1a; 1b) es tal que
presenta una capacidad calorífica superior a 2 J/cm^{3}/K.
5. Sistema según una de las reivindicaciones
anteriores, en el que dichos medios de puesta en rotación del/de
los rotor(es) comprenden por lo menos un lóbulo (6) que
comprende una masa centrífuga (11), siendo el material de cada masa
centrífuga (11) tal que presenta una capacidad térmica másica
Cp^{22c} superior a 0,35 J/g/K.
6. Sistema según una de las reivindicaciones
anteriores, en el que el material de cada masa centrífuga (11)
comprende:
- (Ti,Mo)(C,N)+ 8-20% de ligante
Ni/Mo; y/o
- WC-6Ni; y/o
- alúmina reforzada con circona; y/o
- el AIN; y/o
- carburo de silicio infiltrado en el silicio
SiSiC, con 8 a 20% en peso de silicio; y/o
- MgO-ZrO_{2}; y/o
- alúmina reforzada con circona; y/o
- nitruro de aluminio por sinterización en
caliente; y/o
- nitruro de aluminio por sinterizado a presión,
y/o
- una fase magneli en forma de
Ti_{n}O_{2n-1}, en la que 4\leqn\leq10
siendo n un entero, o en forma de mezcla del tipo
40%Ti_{4}O_{7}/60%Ti_{5}O_{9},
- unas fundiciones grises globulares y/o unas
fundiciones grises lamelares y/o con un temple bainítico y/o
aleadas con Cr, Mo, Al, V, Ti; y/o
- unos aceros del tipo
Z6CND16-05-01; y/o
- unos aceros del tipo
X5CrNiCu15-5; y/o
- unas aleaciones AlSi+SiC/Al_{2}O_{3};
y/o
- unas aleaciones AlSi+ unos dispersoides
Al_{4}C_{3}/Al_{2}O_{3}/TiB_{2}; y/o
- unas aleaciones
Al-Fe-V; y/o
- aluminios de la serie 6xxx en T6, y
superiores, o de la serie 7xxx; y/o
- carburo de silicio infiltrado en el silicio
SiSiC; y/o
- unas aleaciones de titanio del tipo UNS
R5xxxx.
7. Sistema según una de las reivindicaciones
anteriores, en el que el material de cada masa centrífuga (11) y de
cada rotor (1a; 1b) está revestido con por lo menos una capa dura en
proyección térmica por un material que comprende:
- un óxido de una aleación Ti y de Cr, estando
el óxido en forma de una solución sólida estabilizada y/o en forma
de una solución sólida no estequiométrica; y/o
- WC-17%Co; y/o
- (Ti,Mo)(C,N) o (Ti,W)(C,N)+ un ligante Ni/Mo;
y/o
- >75 Cr_{3}C_{2}/<25NiCr; y/o
-
4-6Al_{2}O_{3}/6-4 TiO_{2}
8. Sistema según la reivindicación anterior, en
el que la solución sólida estabilizada del óxido de la aleación de
Ti y de Cr se presenta en forma
Ti_{n-2}Cr_{2}O_{2n-1} siendo
6\leqn\leq9 y/o en el que la forma no estequiométrica del óxido
de la aleación de Ti y de Cr se presenta en forma de una solución
sólida de TiO_{2} y Cr_{2}O_{3}, preferentemente en una forma
seleccionada de entre: Cr_{2}Ti_{2}O_{7},
Ti_{6}Cr_{2}O_{15}, Ti_{7}Cr_{2}O_{17},
Cr_{2}Ti_{8}O_{1}, Cr_{2}Ti_{5}O_{13},
Cr_{2}Ti_{4}O_{11}, Cr_{0,12}Ti_{0,78}O_{1,74},
Cr_{0,222}Ti_{0,778}O_{1,889},
Cr_{0,285}Ti_{0,714}O_{1,857} ó
Cr_{0,46}Ti_{0,54}O_{1,77}
9. Sistema según una de las reivindicaciones 7 u
8, en el que las capas duras depositadas por proyección térmica
presentan unos valores de rugosidades aritméticas finales inferiores
a 0,04 \mum, siendo el espesor de las capas mecanizadas superior
a 50 \mum y/o en el que los valores de las rugosidades R_{pK} y
R_{vK} definidos en la norma DIN EN ISO
13565-2:1998 son inferiores a 0,030 \mum y 0,070
\mum respectivamente.
10. Sistema según una de las reivindicaciones
anteriores, en el que el rotor (1a, 1b) y un árbol (3) de rotación
del rotor son monobloque y están compuestos por el mismo
material.
11. Sistema según la reivindicación anterior, en
el que un cárter (2) de protección del motor está unido al árbol de
rotación (3) y está compuesto por el mismo material que el
rotor.
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