FR3022164A1

FR3022164A1 - PROCESS FOR MANUFACTURING CONTAINERS FOR PRESSURIZED FLUID AND APPARATUS FOR THE PROCESS

Info

Publication number: FR3022164A1
Application number: FR1455433A
Authority: FR
Inventors: Bernard Chalandon; Romary Daval
Original assignee: Luxfer Gas Cylinders Ltd
Current assignee: Luxfer Gas Cylinders Ltd
Priority date: 2014-06-13
Filing date: 2014-06-13
Publication date: 2015-12-18
Anticipated expiration: 2034-06-13
Also published as: RU2017100331A; AU2015273346B2; FR3022164B1; RU2017100331A3; DK3154719T3; GB2527203B; EP3154719B1; ES2672802T3; GB201508964D0; PL3154719T3; CN106457327A; TR201807783T4; EP3154719A1; AU2015273346A1; RU2683676C2; WO2015189561A1; CN106457327B; GB2527203A

Abstract

L'invention concerne un réservoir sous pression comprend une extrémité fermée et une paroi latérale cylindrique (11). Le profil de surface intérieur de l'extrémité fermée du réservoir sous pression comprend une partie centrale (13), au moins un anneau intermédiaire (14) et un anneau extérieur (15) avec des courbures de surface de valeurs différentes qui s'intersectent entre elles. La partie centrale (13), l'au moins un anneau intermédiaire (14) et l'anneau extérieur (15) relient un point central à la paroi latérale cylindrique. La partie centrale (13), l'au moins un anneau intermédiaire (14) et l'anneau extérieur (15) en association avec la paroi latérale cylindrique (11) fournissent un réservoir haute pression qui peut être fabriqué par filage à froid ou à chaud et qui a une durée de vie équivalente ou supérieure aux réservoirs haute pression équivalents conventionnels fabriqués par filage à chaud. Un procédé de fabrication du réservoir sous pression est également divulgué.The invention relates to a pressure vessel comprising a closed end and a cylindrical side wall (11). The inner surface profile of the closed end of the pressure vessel comprises a central portion (13), at least one intermediate ring (14) and an outer ring (15) with surface curvatures of different values that intersect between they. The central portion (13), the at least one intermediate ring (14) and the outer ring (15) connect a central point to the cylindrical side wall. The central portion (13), the at least one intermediate ring (14) and the outer ring (15) in association with the cylindrical side wall (11) provide a high pressure reservoir which can be manufactured by cold spinning or hot and has a life equivalent to or better than conventional equivalent high pressure hot-melt tanks. A method of manufacturing the pressure vessel is also disclosed.

Description

PROCÉDÉ DE FABRICATION DE RÉCIPIENTS POUR FLUIDE PRESSURISÉ ET APPAREIL POUR LE PROCÉDÉ [01] La présente invention concerne un procédé de fabrication de réservoirs adaptés pour contenir des fluides pressurisés, l'appareil de fabrication s'y rapportant et les réservoirs sous pression fabriqués à l'aide de ce procédé. Plus particulièrement, la présente invention concerne un procédé de filage inverse, aussi connu sous le nom de procédé d'extrusion inverse, pour la fabrication de réservoirs métalliques pouvant contenir des fluides pressurisés, l'appareil de filage s'y rapportant et les réservoirs sous pression fabriqués selon ce procédé. La présente invention concerne, en particulier, sans toutefois s'y limiter, un appareil et un procédé de fabrication pour des bouteilles de gaz frettées comportant une extrémité fermée adaptées pour contenir des gaz à des pressions dépassant la pression atmosphérique et des bouteilles de gaz frettées comportant une extrémité fermée produites à l'aide de ce procédé. [02] Les réservoirs sous pression actuels sont fabriqués en aluminium, en acier et dans des matériaux composites. Les réservoirs sous pression de type I sont formés uniquement de matériau métallique tel que des alliages d'acier ou d'aluminium. Par contraste, les réservoirs sous pression de type II comprennent un réservoir métallique (généralement en aluminium) qui a un manchon composite filamenteux constitué par exemple de résine époxy, de fibre d'aramide et/ou de fibre de carbone, entourant uniquement la paroi latérale cylindrique du réservoir (désigné dans le présent document comme le frettage). Les réservoirs sous pression de type II sont généralement plus légers en termes de poids que les réservoirs sous pression de type I parce que la paroi du réservoir métallique d'un réservoir sous pression de type II peut être plus fine que celle d'un réservoir sous pression de type I sans baisse de performance. Pour les réservoirs sous pression tant du type I que du type II, la fourniture répétée de gaz sous pression et le remplissage du réservoir avec ledit gaz provoque une flexion du réservoir et -ladite flexion peut favoriser la propagation de fissures dans la paroi du réservoir. [03] Pour les réservoirs sous pression métalliques et composites, on compte parmi les procédés de fabrication conventionnels le filage à chaud et le filage à froid d'une billette comprenant un matériau métallique, généralement un alliage d'aluminium pour des réservoirs haute pression. US3648351 fournit un exemple précoce de filage inverse d'un réservoir métallique creux comportant une extrémité fermée dans laquelle un lopin ou une billette constitué(e) d'un matériau métallique est poussée pour être filée sur les côtés d'un poinçon dont l'extrémité repose sur le lopin dans une cavité de la matrice. W096/11757 décrit un procédé de fabrication amélioré utilisant un filage inverse dans laquelle deux matériaux montés dans la cavité de la matrice sont filés ensemble. [04] De plus, l'autofrettage a été utilisé pour améliorer la résistance à la fatigue du réservoir sous pression. L'autofrettage consiste à appliquer une pression suffisante dans l'alésage du réservoir pour déformer plastiquement le métal sur la surface intérieure. La technique produit des contraintes de compression résiduelles au niveau ou près de la surface intérieure, et cela améliore la résistance à la fatigue du réservoir soumis à des sollicitations de pression interne cycliques. W096/11759 décrit l'utilisation 10 de l'autofrettage dans la fabrication de réservoirs sous pression pour déplacer des régions de contrainte maximum dans la paroi du réservoir sous pression depuis la surface intérieure ou extérieure de la paroi. [5] La présente invention vise à fournir un procédé de fabrication de réservoir sous pression, un appareil de fabrication et des réservoirs sous pression fabriqués à l'aide du 15 procédé qui améliore la résistance à la fatigue des réservoirs sous pression. [6] La présente invention vise également à fournir un procédé de fabrication de réservoirs sous pression, un appareil de fabrication et des réservoirs sous pression fabriqués à l'aide du procédé, qui réduit la probabilité de défaillance prématurée. [7] La présente invention vise, en outre, à fournir un procédé de fabrication par 20 filage à froid et un appareil de fabrication particulièrement adapté pour fabriquer des bouteilles haute pression et des chemises de bouteilles en aluminium séries AA6XXX et AA7XXX. [8] De plus, la présente invention vise à fournir des réservoirs sous pression frettés comportant une extrémité fermée avec une performance améliorée par rapport aux 25 réservoirs sous pression frettés comportant une extrémité fermée conventionnels. [9] La présente invention vise, séparément, à fournir des réservoirs sous pression qui respectent les exigences réglementaires des normes relatives aux réservoirs sous pression, telles que : EN12257 et/ou IS011119-1, et qui ont une surface intérieure comportant des rayons de courbures différents. 30 La présente invention fournit par conséquent un procédé de réalisation d'un réservoir sous pression comportant une extrémité fermée, le procédé comprenant les étapes visant à : positionner une billette de métal filable dans une matrice, ladite billette ayant un axe et une surface avant ; utiliser un poinçon comportant un axe de symétrie longitudinal, une zone de face frontale et une paroi latérale sensiblement cylindrique pour filer le métal en enfonçant la zone de face frontale du poinçon dans la surface avant de la billette le long de l'axe de la billette de sorte que le métal soit filé dans l'espace situé entre le poinçon et la matrice et le long de la paroi latérale cylindrique du poinçon pour former un étui ; et retirer l'étui de la matrice et mettre en forme l'extrémité ouverte de l'étui pour former une ogive et un goulot, la zone de face frontale du poinçon ayant un profil de surface comprenant une partie centrale, au moins un anneau intermédiaire et un anneau extérieur avec des courbures de surface de valeurs différentes, respectivement de rayons R, r, et Rc, et qui s'intersectent entre elles, dans lequel la partie centrale, l'au moins un anneau intermédiaire et l'anneau extérieur relient un point central, où la zone de face frontale intersecte l'axe longitudinal du poinçon, à la paroi latérale cylindrique du poinçon située à une distance axiale H du point central, la distance axiale H étant comprise dans une plage de 0,28ID à 0,5ID, ID étant le diamètre transversal de la paroi latérale cylindrique du poinçon. [10] La distance axiale H est comprise, de préférence, dans une plage allant de 0,3ID à 0,4ID. [11] Dans un mode de réalisation particulièrement privilégié, la distance axiale H est sensiblement égale à ID/3. [12] La partie centrale a, de préférence, un rayon de courbure R compris dans une plage allant de 0,5ID à 1,2ID. [013] De façon plus préférentielle, la partie centrale a un rayon de courbure R sensiblement égal à 1,1ID. [14] De façon encore plus préférentielle, l'anneau intermédiaire a un rayon de courbure r compris dans une plage allant de 0,1ID à 0,5ID. [15] L'anneau intermédiaire a de préférence un rayon de courbure r compris dans une plage allant de 0,12ID à 0,13ID. [16] Dans un autre mode de réalisation privilégié, la zone de face frontale du poinçon peut avoir un profil de surface comprenant au moins deux anneaux intermédiaires ayant chacun un rayon de courbure de surface de valeurs différentes. [17] L'anneau extérieur a, de préférence, un rayon de courbure Rc compris dans la plage ID/(3±2). [18] L'anneau extérieur a, de façon plus préférentielle, un rayon de courbure Rc compris dans la plage ID/(3±1). [19] De préférence, l'anneau extérieur a un rayon de courbure Rc sensiblement égal à ID/2. [20] Le procédé peut en outre comprendre l'étape consistant à soumettre le réservoir sous pression à un autofrettage. [21] La billette peut comprendre un alliage d'aluminium de la série AA6)0(X. [22] Dans un mode de réalisation particulièrement préféré, la billette comprend un 5 alliage d'aluminium de la série AA7XXX. Dans un deuxième aspect, la présente invention fournit un appareil de filage pour utilisation dans la fabrication d'un réservoir sous pression comportant une extrémité fermée, l'appareil de filage comprenant une matrice destinée à recevoir une billette de métal filable et un poinçon ayant un axe de symétrie longitudinal, une zone de face 10 frontale et une paroi latérale sensiblement cylindrique, la zone de face frontale du poinçon ayant un profil de surface comprenant une partie centrale, au moins un anneau intermédiaire et un anneau extérieur avec des courbures de surface de valeurs différentes, respectivement de rayons R, r, et Rc, et qui s'intersectent entre elles, dans lequel la partie centrale, l'au moins un anneau intermédiaire et l'anneau extérieur relient 15 un point central, où la zone de face frontale intersecte l'axe longitudinal du poinçon, à la paroi latérale cylindrique du poinçon située à une distance axiale H du point central, la distance axiale H étant comprise dans une plage de 0,28ID à 0,5ID, ID étant le diamètre transversal de la paroi latérale cylindrique du poinçon. [23] La distance axiale H est comprise, de préférence, dans une plage allant de 0,3ID 20 à 0,4ID. [24] Dans un mode de réalisation particulièrement préféré, la distance axiale H est sensiblement égale à ID/3. [25] La partie centrale a, de préférence, un rayon de courbure R compris dans une plage allant de 0,5ID à 1,2ID. 25 [026] De façon plus préférentielle, la partie centrale a un rayon de courbure R sensiblement égal à 1,1ID. [27] L'anneau intermédiaire a, de préférence, un rayon de courbure r compris dans une plage allant de 0,1ID à 0,5ID. [28] De façon plus préférentielle, l'anneau intermédiaire aun rayon de courbure r 30 compris dans une plage allant de 0,12ID à 0,13ID. [29] Dans un autre mode de réalisation privilégié, la zone de face frontale du poinçon peut avoir un profil de surface comprenant au moins deux anneaux intermédiaires ayant chacun un rayon de courbure de surface de valeurs différentes. [30] L'anneau extérieur a, de préférence, un rayon de courbure Rc compris dans la plage ID/(3±2). [31] De façon plus préférentielle, l'anneau extérieur a un rayon de courbure Rc compris dans la plage ID/(3±1). [032] De façon encore plus préférentielle, l'anneau extérieur a un rayon de courbure Rc sensiblement égal à ID/2. Dans un troisième aspect, la présente invention fournit un réservoir sous pression comportant une extrémité fermée fabriqué avec un métal filable, le réservoir sous pression comprenant une partie d'extrémité fermée, une partie latérale cylindrique avec un diamètre transversal intérieur ID, une ogive et un goulot, et ayant un axe de symétrie longitudinal, le profil de surface intérieur de la partie d'extrémité fermée comprenant une partie centrale, au moins un anneau intermédiaire et un anneau extérieur avec des courbures de surface de valeurs différentes, respectivement de rayons R, r, et Rc, et qui s'intersectent entre elles, dans lequel la partie centrale, l'au moins un anneau intermédiaire et l'anneau extérieur relient un point central, où la partie d'extrémité fermée intersecte l'axe longitudinal, à la paroi latérale cylindrique du poinçon située à une distance axiale H du point central, la distance axiale H étant comprise dans une plage de 0,28ID à 0,5ID. [33] La distance axiale H est comprise, de préférence, dans une plage allant de 0,3ID à 0,4ID. [34] Dans un mode de réalisation particulièrement préféré, la distance axiale H est sensiblement égale à ID/3. [35] La partie centrale a, de préférence, un rayon de courbure R compris dans une plage allant de 0,5ID à 1,2ID. [036] De façon plus préférentielle, la partie centrale a un rayon de courbure R sensiblement égal à 1,11D. [37] L'anneau intermédiaire a, de préférence, un rayon de courbure r compris dans une plage allant de 0,1ID à 0,5ID. [38] De façon plus préférentielle, l'anneau intermédiaire a un rayon de courbure r compris dans une plage allant de 0,12ID à 0,13ID. [39] Dans un autre mode de réalisation préféré, le profil de surface intérieure de la partie d'extrémité fermée peut inclure au moins deux anneaux intermédiaires ayant chacun un rayon de courbure de surface différent. [40] L'anneau extérieur a, de préférence, un rayon de courbure Rc compris dans la plage ID/(3±2). [41] De façon plus préférentielle, l'anneau extérieur a un rayon de courbure Rc compris dans la plage ID/(3±1). [042] Dans un mode de réalisation particulièrement préféré, l'anneau extérieur a un rayon de courbure Rc sensiblement égal à ID/2. [43] Le réservoir sous pression comportant une extrémité fermée peut comprendre un alliage d'aluminium de la série AA6XXX. [44] Dans un mode de réalisation particulièrement préféré, le réservoir sous pression comportant une extrémité fermée comprend un alliage d'aluminium de la série AA7XXX. [45] Dans un autre aspect, la présente invention fournit un réservoir sous pression composite qui comprend un réservoir sous pression comportant une extrémité fermée comme décrit ci-dessus et un manchon en matériau composite. [46] Le matériau composite peut être choisi parmi un composite de fibre de carbone, de fibre de basalte, de fibre d'aramide et/ou de fibre de verre. [47] Le procédé et l'appareil de fabrication de la présente invention permettent de fabriquer, par filage à froid ou à chaud, des réservoirs haute pression comportant une extrémité fermée, qui ont une durée de vie équivalente ou améliorée par rapport à des réservoirs haute pression équivalents fabriqués par filage à chaud et qui atteignent une performance équivalente même avec un autofrettage à pression plus faible. [48] Un mode de réalisation de la présente invention va maintenant être décrit à titre d'exemple seulement en référence aux figures annexées, dans lesquelles : la fig. 1 illustre schématiquement une série d'étapes lors d'une filage inverse d'une billette métallique pour former un réservoir sous pression comportant une extrémité fermée ; la fig. 2 est une vue en perspective à travers une coupe transversale de l'extrémité fermée d'un réservoir sous pression selon la présente invention ; la fig. 3 est une coupe transversale détaillée de l'extrémité fermée du réservoir sous pression de la fig.2 ; la fig. 4 illustre la relation entre les rayons de courbure de surface de l'extrémité fermée du réservoir sous pression de la fig.2 ; les fig. 5a et 5b illustrent les premières contraintes principales et les contraintes de Von Mises à l'aide d'une analyse par éléments finis de la base d'une chemise de réservoir sous pression fretté conventionnel ; et les fig. 6a et 6b illustrent les premières contraintes principales et les contraintes de Von Mises à l'aide d'une analyse par éléments finis de la base d'une chemise de réservoir sous pression fretté selon la présente invention. [049] Bien que le filage à chaud (lors de laquelle le filage est habituellement réalisée au-dessus de la température de recristallisation) selon la présente invention soit possible, un filage à froid et/ou à tiède (lors de laquelle le filage est réalisée en-dessous de la température de recristallisation) est privilégiée, étant une procédure moins coûteuse. Le filage à chaud est typiquement réalisée avec une température de départ de la billette de 100 °C à 250 °C tandis que le filage à froid est typiquement réalisée avec une température de départ de la billette inférieure à 100 °C, de préférence à température ambiante. Toutefois, les conditions précises du filage ne sont pas déterminantes pour la présente invention et des conditions de filage habituelles peuvent être utilisées. [050] Le procédé de fabrication d'un réservoir sous pression comportant une extrémité fermée comme le montre la fig. 1 implique l'utilisation de l'appareil de filage 1 pour le filage inverse d'une billette métallique 2. En aperçu, la billette 2 constituée d'un matériau métallique, par exemple un alliage d'aluminium, est positionnée en bas d'une cavité 3 dans une matrice 4 (également appelée manchon de filage). Un poinçon 5, dont la section transversale est, de préférence, cylindrique et dont les parois latérales 20 sont sensiblement parallèles, est disposé pour un mouvement réciproque le long d'un axe commun X du poinçon 5, de la matrice 4 et de la billette 2. Le poinçon 5 est inséré dans la cavité 3 de la matrice de telle sorte que la face frontale 6 du poinçon 5 entre en contact avec la surface de la billette 2 tournée vers l'ouverture de la cavité 3 de la matrice. Un mouvement alternatif continu du poinçon 5 vers l'extrémité fermée de la 25 cavité 3 de la matrice enfonce la zone 6 de la face frontale du poinçon dans la billette métallique 2. Cela a pour effet que le matériau métallique de la billette 2 soit filé le long de la surface des parois latérales du poinçon 5. La vitesse avec laquelle l'étui sort de la cavité 3 de la matrice est typiquement comprise dans une plage allant de 50 à 500 cm/min et une lubrification (non représentée) peut également être effectuée au 30 moins là où la face frontale 6 du poinçon 5 entre en contact avec la billette 2 pour réduire la pression requise pour le filage. Le mouvement réciproque du poinçon 5 se poursuit jusqu'à ce que la face frontale 6 du poinçon atteigne une distance prédéterminée avec le fond de la cavité 3 de la matrice correspondant généralement à l'épaisseur désirée de l'extrémité fermée du réservoir sous pression obtenu. De même, l'espace radial entre la paroi latérale du poinçon 5 et la surface intérieure cylindrique de la matrice 4 correspond généralement à l'épaisseur de la paroi latérale cylindrique du réservoir sous pression. Ainsi, le profil intérieur de l'extrémité fermée du réservoir sous pression correspond au profil extérieur du poinçon 5. [051] La formation de l'extrémité fermée du réservoir sous pression génère un étui initial généralement en forme de tasse avec une base, des parois latérales parallèles et une extrémité ouverte. L'extrémité ouverte de l'étui est alors équarrie et chauffée, généralement chauffée par induction à 300-450 °c, avant la formation d'un goulot à l'aide de techniques d'estampage ou de rotation habituelles. Le corps creux en résultant est soumis à un traitement thermique de mise en solution ; il est trempé, généralement dans de l'eau froide ; et finalement revenu. Des opérations de finition habituelles, tels que l'autofrettage ou le grenaillage, peuvent également être effectuées pour terminer la fabrication du réservoir sous pression. [52] Le procédé de filage décrit ci-dessus diffère du filage inverse conventionnelle d'une billette métallique du fait de l'utilisation d'un appareil 1 de filage nouveau et inventif. Les caractéristiques de l'appareil 1 de filage sont généralement conventionnelles en termes de conception à l'exception de la surface extérieure 10 de la face frontale du poinçon 5, qui est décrite plus en détails ci-dessous. Comme mentionné ci-avant, le profil de surface intérieure de l'extrémité fermée du réservoir sous pression correspond au profil de la surface extérieure 10 du poinçon 5 et donc la surface extérieure 10 du poinçon 5 est décrite dans le présent document en référence aux fig. 2 à 4 qui montrent, en coupe transversale, l'extrémité fermée d'un réservoir sous pression fabriqué à l'aide de la matrice 4 et du poinçon 5 de l'appareil 1 de filage. [53] Dans l'aperçu et en référence aux fig. 2 et 3, le réservoir sous pression a un diamètre extérieur ou externe OD, qui est sensiblement égale au diamètre intérieur de la paroi latérale cylindrique du manchon de filage ou de la matrice 4, et il a un diamètre intérieur ID qui est sensiblement égal au diamètre cylindrique extérieur de la paroi latérale extérieure du poinçon 5. La différence a entre les diamètres intérieur et extérieur correspond à l'épaisseur de la paroi latérale sensiblement cylindrique 11 du réservoir sous pression, c'est-à-dire que a = (0D-ID)/2 ce qui correspond également sensiblement à l'espace ou la distance radiale entre les parois latérales du poinçon 5 et de la matrice 4. [54] Les caractéristiques clé du profil de la surface extérieure 10 du poinçon 5 incluent un point central 12 où l'extrémité du poinçon 5 coupe son axe de symétrie 3022 164 9 longitudinal X, une partie centrale 13 et au moins deux anneaux 14, 15 qui relient le point central 12 à la paroi latérale sensiblement cylindrique 11 du poinçon 5. Lorsqu'on les observe le long de l'axe X, la partie centrale 13 et les deux anneaux 14 et 15 sont tous symétriques en rotation par rapport à l'axe X et concentriques les uns par rapport 5 aux autres. Par contraste, on peut voir sans ambiguïté que les profils de surface de la partie centrale 13 et des deux anneaux 14 et 15 dans la coupe transversale verticale des fig. 3 et 4 ont des courbures de surface différentes mais qui s'interceptent. Dans chaque cas, la courbure de surface de la partie centrale 13, celle de l'anneau intermédiaire 14 et celle de l'anneau extérieur 15 s'étendent au-delà de leurs limites et 10 ont respectivement un rayon de R, r et Rc. [055] Le point central 12 se trou've au centre de la partie centrale 13. Le profil de surface de la partie centrale 13 a une courbure de rayon R comprise entre 0,5ID et 1,2ID, de préférence entre 0,8ID et 1,2ID et, de façon encore plus préférentielle 11D<R<1,2ID. Le bord extérieur de la partie centrale 13 rejoint ou coupe le bord 15 intérieur de la première partie de jonction, désignée dans le présent document par un anneau intermédiaire 14, qui a une courbure de rayon r comprise entre 0,1ID et 0,5ID, de préférence, entre 0,1ID et 0,25ID et de façon encore plus préférentielle 0,11D<r<0,151D. Le bord extérieur de l'anneau intermédiaire 14, quant à lui, rejoint ou coupe le bord intérieur de la deuxième partie de jonction désignée dans le présent 20 document par le deuxième anneau ou l'anneau extérieur 15 qui a une courbure de rayon Rc = ID/(3±2), de préférence, Rc = 1D/(3±1), de façon encore plus préférentielle 0,41D< Rc <0,6ID. Bien que la plage de courbures potentielles pour la partie centrale 13 et les deux anneaux 14,15 se superposent les unes les autres, pour tout poinçon 5 particulier, la partie centrale et les deux anneaux définissant la surface extérieure 10 25 auront chacun une courbure de surface qui diffèrent des courbures de surface des autres, le rayon de courbure de surface de l'anneau intermédiaire 14 étant toujours inférieur à la courbure de la partie centrale 13 et de l'anneau extérieur 15. [056] En référence à la fig. 4, lorsque la partie centrale 13 est symétrique en rotation par rapport à l'axe X, le rayon R de la courbure de surface de la partie centrale est 30 mesurée depuis un point (origine) une distance R le long de l'axe X. En outre, l'intersection de la partie centrale 13 avec l'anneau intermédiaire 14, l'intersection de l'anneau intermédiaire 14 avec l'anneau extérieur 15, et l'intersection de l'anneau extérieur 15 avec la paroi latérale cylindrique 11 sont jointifs pour garantir l'absence de discontinuité dans le profil de surface de l'extrémité du poinçon 5 qui pourrait être 3022 164 10 préjudiciable à la robustesse de la bouteille. Cela nécessite qu'à chaque intersection des tangentes aux courbures des surfaces de chaque côté de la jonction (les tangentes étant perpendiculaires à la ligne de la jonction) soient sensiblement alignées et de préférence communes. Dans le cas de l'intersection de l'anneau extérieur 15 avec la paroi latérale cylindrique 11, la tangente à la courbure de surface de l'anneau extérieur 15 (perpendiculaire à la ligne de l'intersection) est sensiblement alignée à la surface de la paroi latérale cylindrique 11. [057] Une coupe transversale prise dans le poinçon 5 à la jonction de l'anneau extérieur 15 et de la paroi latérale cylindrique 11 coupe l'axe X à une distance H au- 10 dessus du point central 12. La distance H est comprise entre 0,28ID et 0,5ID, de préférence entre 0,3ID et 0,4ID, de façon encore plus préférentielle H = ID/3. Comme la tangente à la courbure de surface de l'anneau extérieur 15 est sensiblement alignée à la paroi cylindrique 11 au niveau de la jonction de l'anneau extérieur 15 et de la paroi latérale 11, le rayon Rc de la courbure de surface de l'anneau extérieur est mesuré à 15 partir d'un point (origine) qui se trouve dans un plan transversal du poinçon 5 à la hauteur H au-dessus du point central 12. [058] Ainsi, pour garantir que la courbure de l'anneau intermédiaire 14 est jointif avec à la fois la partie centrale 13 et l'anneau extérieur 15, le rayon r de l'anneau intermédiaire 14 est mesuré à partir d'un point (origine) correspondant à l'intersection de Rc-r et R-r. 20 De plus, le diamètre transversal IDC du centre de l'anneau intermédiaire 14 est inférieur ou égal à OD-(3xa), OD étant le diamètre cylindrique extérieur du réservoir sous pression (égal au diamètre intérieur cylindrique de la matrice 4) et a étant l'épaisseur de la paroi du réservoir sous pression (égal à l'espace entre les parois latérales cylindriques de la matrice 4 et celles du poinçon 5). 25 [059] Bien que les figures n'illustrent qu'un seul anneau intermédiaire 14, le profil de surface intérieur de la bouteille sous pression (et donc également le profil de surface extérieure du poinçon 5) peut comprendre plus d'un anneau intermédiaire, chaque anneau intermédiaire ayant son propre rayon de courbure de surface et chacun des anneaux intermédiaires s'interceptentau niveau de ses bords avec les bords des 30 anneaux adjacents, c'est-à-dire que les tangentes à la courbure de surface de chaque anneau intermédiaire sur les bords de l'anneau intermédiaire sont sensiblement alignées aux tangentes aux courbures de surface des anneaux adjacents. En outre, bien que les figures illustrent que la courbure de surface de la partie centrale 13 est définie par un seul rayon, il est également envisagé que la partie centrale 13 puisse consister en une partie centrale intérieure, sensiblement plate, et une partie centrale extérieure, concentrique à la partie centrale intérieure et qui a une courbure de surface de rayon R. Exemple 1 [060] Un premier ensemble d'exemples de dimensions pour une matrice 4 et un poinçon 5 d'un appareil de filage selon la présente invention et les dimensions correspondantes de la chemise de bouteille AA7060 de 5 litres produit en utilisant la matrice et le poinçon figurent ci-dessous. Poinçon et matrice Chemise de bouteille AA7060 de 5 litres ( mm) Diamètre intérieur de la matrice OD 140 Diamètre extérieur du poinçon ID 129 Distance radiale entre la matrice et la surface cylindrique du poinçon a 5,5 Hauteur axiale entre l'extrémité profilée du poinçon et la paroi latérale cylindrique H 43 Rayon de l'anneau situé le plus à l'intérieur de la surface profilée du poinçon R 146 Rayon du deuxième anneau de la surface profilée du poinçon r 16 Rayon de l'anneau situé le plus à l'extérieur de la surface profilée du poinçon Rc 64 hauteur totale de la bouteille = 465 mm poids total de la bouteille = 4,8 kg Exemple 2 [061] Un deuxième ensemble d'exemples de dimensions pour une chemise en alliage AA7060 fretté en fibre de carbone de 2 litres (et les dimensions correspondantes de la matrice 4 et du poinçon 5 d'un appareil de filage conventionnel) (forme A) ainsi que pour une chemise en alliage AA7060 fretté en fibre de carbone de 2 litres (et pour sa matrice et son poinçon correspondants) (forme B) selon la présente invention figure ci- dessous.METHOD FOR MANUFACTURING CONTAINERS FOR PRESSURIZED FLUID AND APPARATUS FOR THE METHOD [01] The present invention relates to a method of manufacturing reservoirs adapted to contain pressurized fluids, the related manufacturing apparatus and pressure vessels manufactured at the same time. using this process. More particularly, the present invention relates to an inverse spinning process, also known as the reverse extrusion process, for the manufacture of metal tanks that may contain pressurized fluids, the spinning apparatus therefor and the tanks under pressure produced by this method. The present invention particularly relates, but is not limited to, an apparatus and method of manufacture for closed-end shrink bottles adapted to hold gases at pressures exceeding atmospheric pressure and fretted gas bottles. having a closed end produced by this method. [02] Today's pressure vessels are made of aluminum, steel and composite materials. Type I pressure vessels consist only of metallic material such as steel or aluminum alloys. In contrast, type II pressure vessels comprise a metal reservoir (usually aluminum) which has a filamentous composite sleeve consisting for example of epoxy resin, aramid fiber and / or carbon fiber, surrounding only the side wall cylindrical tank (referred to herein as shrinking). Type II pressure vessels are generally lighter in weight than type I pressure vessels because the wall of the metal tank of a type II pressure vessel may be thinner than that of a tank under pressure. Type I pressure without a drop in performance. For both type I and type II pressure vessels, the repeated supply of pressurized gas and the filling of the reservoir with said gas causes the tank to bend and the said bending may favor the propagation of cracks in the tank wall. [03] For metal and composite pressure vessels, conventional manufacturing processes include hot-spinning and cold-spinning a billet comprising a metallic material, typically an aluminum alloy for high pressure tanks. US 3648351 provides an early example of reverse spinning of a hollow metal tank having a closed end in which a billet or billet made of a metallic material is urged to be spun on the sides of a punch whose end rests on the slug in a cavity of the matrix. WO96 / 11757 discloses an improved manufacturing process using reverse spinning in which two materials mounted in the die cavity are spun together. [04] In addition, autofrettage was used to improve the fatigue resistance of the pressure vessel. Self-etching involves applying sufficient pressure in the bore of the reservoir to plastically deform the metal on the inner surface. The technique produces residual compression stresses at or near the inner surface, and this improves the fatigue resistance of the tank subjected to cyclic internal pressure stresses. WO96 / 11759 discloses the use of autofrettage in the manufacture of pressure vessels for moving regions of maximum stress in the wall of the pressure vessel from the inner or outer surface of the wall. [5] The present invention aims to provide a pressure vessel manufacturing method, a manufacturing apparatus and pressure vessels manufactured by the method which improves the fatigue resistance of pressure vessels. [6] The present invention also aims at providing a method of manufacturing pressure vessels, a manufacturing apparatus and pressure vessels manufactured by the method which reduces the probability of premature failure. [7] The present invention further seeks to provide a cold spinning manufacturing method and a particularly suitable manufacturing apparatus for making high pressure cylinders and AA6XXX and AA7XXX series aluminum bottle liners. [8] In addition, the present invention aims to provide shrink-wrapped pressure vessels having a closed end with improved performance over conventional closed-end shrouds with a closed end. [9] The object of the present invention is, separately, to provide pressure vessels which comply with the regulatory requirements of pressure vessel standards, such as: EN12257 and / or IS011119-1, and which have an inner surface with radii of different curvatures. The present invention therefore provides a method of making a closed end pressure vessel, the method comprising the steps of: positioning a spinnable metal billet into a die, said billet having an axis and a front surface; using a punch having a longitudinal axis of symmetry, a front face area and a substantially cylindrical side wall for spinning the metal by driving the front face area of the punch into the front surface of the billet along the axis of the billet so that the metal is spun in the space between the punch and the die and along the cylindrical side wall of the punch to form a holster; and removing the holster from the die and shaping the open end of the holster to form a nose and a neck, the front face area of the punch having a surface profile including a central portion, at least one intermediate ring and an outer ring with surface curvatures of different values, respectively of radii R, r, and Rc, which intersect each other, in which the central part, the at least one intermediate ring and the outer ring connect a central point, where the frontal face area intersects the longitudinal axis of the punch, to the cylindrical side wall of the punch located at an axial distance H from the central point, the axial distance H being in the range of 0.28ID to 0 , 5ID, ID being the transverse diameter of the cylindrical side wall of the punch. [10] The axial distance H is preferably in a range from 0.3ID to 0.4ID. [11] In a particularly preferred embodiment, the axial distance H is substantially equal to ID / 3. [12] The central portion preferably has a radius of curvature R in the range of 0.5ID to 1.2ID. [013] More preferably, the central portion has a radius of curvature R substantially equal to 1.1 ID. [14] Even more preferably, the intermediate ring has a radius of curvature r in a range from 0.1ID to 0.5ID. [15] The intermediate ring preferably has a radius of curvature r in the range of 0.12 ID to 0.13 ID. [16] In another preferred embodiment, the front face area of the punch may have a surface profile comprising at least two intermediate rings each having a surface radius of curvature of different values. [17] The outer ring preferably has a radius of curvature Rc in the range ID / (3 ± 2). [18] The outer ring has, more preferably, a radius of curvature Rc in the range ID / (3 ± 1). [19] Preferably, the outer ring has a radius of curvature Rc substantially equal to ID / 2. [20] The method may further comprise the step of subjecting the pressure vessel to autofrettage. [21] The billet may comprise an AA6) aluminum alloy (X. [22] In a particularly preferred embodiment, the billet comprises an AA7XXX series aluminum alloy. the present invention provides a spinning apparatus for use in the manufacture of a pressure vessel having a closed end, the spinning apparatus comprising a die for receiving a spinnable metal billet and a punch having a longitudinal axis of symmetry. a front face area and a substantially cylindrical side wall, the front face area of the punch having a surface profile comprising a central portion, at least one intermediate ring and an outer ring with surface curvatures of different values, respectively R, r, and Rc, which intersect each other, in which the central portion, the at least one intermediate ring and the outer ring a central point, where the frontal face area intersects the longitudinal axis of the punch, to the cylindrical side wall of the punch located at an axial distance H from the central point, the axial distance H being in a range of 0.28ID at 0.5ID, ID being the transverse diameter of the cylindrical side wall of the punch. [23] The axial distance H is preferably in a range from 0.3ID to 0.4ID. [24] In a particularly preferred embodiment, the axial distance H is substantially equal to ID / 3. [25] The central portion preferably has a radius of curvature R in the range of 0.5ID to 1.2ID. [026] More preferably, the central portion has a radius of curvature R substantially equal to 1.1 ID. [27] The intermediate ring preferably has a radius of curvature r in the range of 0.1ID to 0.5ID. [28] More preferably, the intermediate ring has a radius of curvature r ranging from 0.12ID to 0.13ID. [29] In another preferred embodiment, the front face area of the punch may have a surface profile comprising at least two intermediate rings each having a surface radius of curvature of different values. [30] The outer ring preferably has a radius of curvature Rc in the range ID / (3 ± 2). [31] More preferably, the outer ring has a radius of curvature Rc in the range ID / (3 ± 1). [032] Even more preferably, the outer ring has a radius of curvature Rc substantially equal to ID / 2. In a third aspect, the present invention provides a pressurized reservoir having a closed end made of a spinnable metal, the pressure reservoir comprising a closed end portion, a cylindrical side portion with an ID inner diameter ID, an ogive and a neck, and having a longitudinal axis of symmetry, the inner surface profile of the closed end portion comprising a central portion, at least one intermediate ring and an outer ring with surface curvatures of different values, respectively of R-rays, r, and Rc, which intersect each other, in which the central portion, the at least one intermediate ring and the outer ring connect a central point, where the closed end portion intersects the longitudinal axis, the cylindrical side wall of the punch located at an axial distance H from the central point, the axial distance H being in a range of 0.28ID at 0.5ID. [33] The axial distance H is preferably in a range from 0.3ID to 0.4ID. [34] In a particularly preferred embodiment, the axial distance H is substantially equal to ID / 3. [35] The central portion preferably has a radius of curvature R in the range of 0.5ID to 1.2ID. [036] More preferably, the central portion has a radius of curvature R substantially equal to 1.11D. [37] The intermediate ring preferably has a radius of curvature r in the range of 0.1ID to 0.5ID. [38] More preferably, the intermediate ring has a radius of curvature r in the range of 0.12 ID to 0.13 ID. [39] In another preferred embodiment, the inner surface profile of the closed end portion may include at least two intermediate rings each having a different surface radius of curvature. [40] The outer ring preferably has a radius of curvature Rc in the range ID / (3 ± 2). [41] More preferably, the outer ring has a radius of curvature Rc in the range ID / (3 ± 1). [042] In a particularly preferred embodiment, the outer ring has a radius of curvature Rc substantially equal to ID / 2. [43] The pressure vessel having a closed end may comprise an aluminum alloy of the AA6XXX series. [44] In a particularly preferred embodiment, the closed end pressure vessel comprises an aluminum alloy of the AA7XXX series. [45] In another aspect, the present invention provides a composite pressure vessel which comprises a pressure vessel having a closed end as described above and a sleeve of composite material. [46] The composite material may be selected from a composite of carbon fiber, basalt fiber, aramid fiber and / or fiberglass. [47] The manufacturing method and apparatus of the present invention makes it possible to manufacture, by cold or hot spinning, high pressure tanks having a closed end, which have an equivalent or improved service life compared with tanks. Equivalent hot-melt-produced high-pressure products that achieve equivalent performance even with lower pressure autofrettings. [48] An embodiment of the present invention will now be described by way of example only with reference to the accompanying figures, in which: FIG. 1 schematically illustrates a series of steps during reverse spinning of a metal billet to form a pressure vessel having a closed end; fig. 2 is a perspective view through a cross section of the closed end of a pressure vessel according to the present invention; fig. 3 is a detailed cross-section of the closed end of the pressure vessel of FIG. fig. 4 illustrates the relationship between the radii of surface curvature of the closed end of the pressure vessel of FIG. figs. 5a and 5b illustrate the first major stresses and stresses of Von Mises using finite element analysis of the base of a conventional shrouded pressure tank liner; and figs. 6a and 6b illustrate the first major stresses and stresses of Von Mises using finite element analysis of the base of a fretted pressurized tank liner according to the present invention. [049] Although hot spinning (in which the spinning is usually carried out above the recrystallization temperature) according to the present invention is possible, a cold and / or warm spinning (in which the spinning is achieved below the recrystallization temperature) is preferred, being a less expensive procedure. Hot spinning is typically performed with a billet flow temperature of 100 ° C to 250 ° C while cold spinning is typically performed with a billet flow temperature of less than 100 ° C, preferably at room temperature. room. However, the precise conditions of the spinning are not critical to the present invention and typical spinning conditions can be used. [050] The method of manufacturing a pressure tank having a closed end as shown in FIG. 1 involves the use of the spinning apparatus 1 for the inverse spinning of a metal billet 2. In outline, the billet 2 made of a metallic material, for example an aluminum alloy, is positioned at the bottom of the a cavity 3 in a die 4 (also called spinning sleeve). A punch 5, whose cross section is preferably cylindrical and whose side walls 20 are substantially parallel, is arranged for reciprocal movement along a common axis X of the punch 5, the die 4 and the billet 2. The punch 5 is inserted into the cavity 3 of the die so that the end face 6 of the punch 5 comes into contact with the surface of the billet 2 facing the opening of the cavity 3 of the die. Continuous reciprocating movement of the punch 5 towards the closed end of the cavity 3 of the die pushes the area 6 of the end face of the punch into the metal billet 2. This causes the metal material of the billet 2 to be spun. along the surface of the side walls of the punch 5. The speed with which the holster exits the cavity 3 of the die is typically in a range of 50 to 500 cm / min and lubrication (not shown) may also at least where the end face 6 of the punch 5 contacts the billet 2 to reduce the pressure required for spinning. The reciprocal movement of the punch 5 continues until the front face 6 of the punch reaches a predetermined distance from the bottom of the cavity 3 of the die corresponding generally to the desired thickness of the closed end of the pressure vessel obtained. . Similarly, the radial space between the side wall of the punch 5 and the cylindrical inner surface of the die 4 generally corresponds to the thickness of the cylindrical side wall of the pressure vessel. Thus, the inner profile of the closed end of the pressure vessel corresponds to the outer profile of the punch 5. [051] The formation of the closed end of the pressure vessel generates a generally cup-shaped initial case with a base, parallel sidewalls and an open end. The open end of the case is then squared and heated, typically induction heated to 300-450 ° C, prior to neck formation using conventional stamping or rotating techniques. The resulting hollow body is subjected to a solution heat treatment; it is soaked, usually in cold water; and finally returned. Standard finishing operations, such as autofrettage or shot peening, can also be performed to complete the pressure vessel fabrication. [52] The spinning process described above differs from conventional inverse spinning of a metal billet due to the use of a novel and inventive spinning apparatus. The characteristics of the spinning apparatus 1 are generally conventional in design with the exception of the outer surface 10 of the front face of the punch 5, which is described in more detail below. As mentioned above, the inner surface profile of the closed end of the pressure vessel corresponds to the profile of the outer surface 10 of the punch 5 and thus the outer surface 10 of the punch 5 is described herein with reference to FIGS. . 2 to 4 which show, in cross section, the closed end of a pressure vessel manufactured using the die 4 and the punch 5 of the apparatus 1 spinning. [53] In the overview and with reference to figs. 2 and 3, the pressure vessel has an outer or outer diameter OD, which is substantially equal to the inner diameter of the cylindrical sidewall of the spinning sleeve or die 4, and has an inner diameter ID which is substantially equal to outer cylindrical diameter of the outer side wall of the punch 5. The difference a between the inner and outer diameters corresponds to the thickness of the substantially cylindrical side wall 11 of the pressure vessel, i.e., a = (0D -ID) / 2 which also substantially corresponds to the space or the radial distance between the side walls of the punch 5 and the die 4. [54] The key features of the profile of the outer surface 10 of the punch 5 include a point 12 where the end of the punch 5 intersects its longitudinal axis of symmetry X, a central portion 13 and at least two rings 14, 15 which connect the central point 12 to the side wall substantially cylindrical 11 of the punch 5. When viewed along the axis X, the central portion 13 and the two rings 14 and 15 are all symmetrical in rotation with respect to the axis X and concentric with respect to each other. to others. In contrast, it can be clearly seen that the surface profiles of the central portion 13 and the two rings 14 and 15 in the vertical cross section of FIGS. 3 and 4 have different but different surface curvatures. In each case, the surface curvature of the central portion 13, that of the intermediate ring 14 and that of the outer ring 15 extend beyond their limits and 10 respectively have a radius of R, r and Rc . [055] The central point 12 is in the center of the central portion 13. The surface profile of the central portion 13 has a curvature of radius R between 0.5ID and 1.2ID, preferably between 0.8ID and 1,2ID and still more preferably 11D <R <1,2ID. The outer edge of the central portion 13 joins or intersects the inner edge of the first joining portion, referred to herein as an intermediate ring 14, which has a curvature of radius r between 0.1ID and 0.5ID. preferably, between 0.1ID and 0.25ID and even more preferably 0.11D <r <0.151D. The outer edge of the intermediate ring 14, in turn, joins or intersects the inner edge of the second joining portion herein designated by the second ring or outer ring 15 which has a curvature of radius Rc = ID / (3 ± 2), preferably Rc = 1D / (3 ± 1), still more preferably 0.41D <Rc <0.6ID. Although the range of potential curvatures for the central portion 13 and the two rings 14,15 overlap each other, for any particular punch, the central portion and the two rings defining the outer surface 10 will each have a curvature of surface which differ from the surface curvatures of others, the surface radius of curvature of the intermediate ring 14 being always less than the curvature of the central portion 13 and the outer ring 15. [056] Referring to FIG. 4, when the central portion 13 is rotationally symmetrical with respect to the X axis, the radius R of the surface curvature of the central portion is measured from a point (origin) a distance R along the X axis In addition, the intersection of the central portion 13 with the intermediate ring 14, the intersection of the intermediate ring 14 with the outer ring 15, and the intersection of the outer ring 15 with the cylindrical side wall 11 are joined to guarantee the absence of discontinuity in the surface profile of the end of punch 5 which could be detrimental to the robustness of the bottle. This requires that at each intersection tangents to the curvatures of the surfaces on each side of the junction (the tangents being perpendicular to the line of the junction) are substantially aligned and preferably common. In the case of the intersection of the outer ring 15 with the cylindrical side wall 11, the tangent to the surface curvature of the outer ring 15 (perpendicular to the intersection line) is substantially aligned with the surface of the outer ring 15. the cylindrical side wall 11. [057] A cross section taken in the punch 5 at the junction of the outer ring 15 and the cylindrical side wall 11 intersects the X axis at a distance H above the center point 12 The distance H is between 0.28 ID and 0.5 ID, preferably between 0.3 ID and 0.4 ID, still more preferably H = ID / 3. Since the tangent to the surface curvature of the outer ring 15 is substantially aligned with the cylindrical wall 11 at the junction of the outer ring 15 and the side wall 11, the radius Rc of the surface curvature of the The outer ring is measured from a point (origin) which lies in a transverse plane of the punch 5 at the height H above the center point 12. [058] Thus, to ensure that the curvature of the intermediate ring 14 is joined with both the central portion 13 and the outer ring 15, the radius r of the intermediate ring 14 is measured from a point (origin) corresponding to the intersection of Rc-r and rr. In addition, the IDC transverse diameter of the center of the intermediate ring 14 is less than or equal to OD- (3xa), OD being the outer cylindrical diameter of the pressure vessel (equal to the cylindrical inner diameter of the die 4) and being the thickness of the wall of the pressure vessel (equal to the space between the cylindrical side walls of the die 4 and those of the punch 5). [059] Although the figures show only one intermediate ring 14, the inner surface profile of the pressurized bottle (and thus also the outer surface profile of the punch 5) may comprise more than one intermediate ring. each intermediate ring having its own surface radius of curvature and each of the intermediate rings intersect at its edges with the edges of the adjacent rings, i.e. the tangents to the surface curvature of each ring intermediate on the edges of the intermediate ring are substantially aligned to tangents to the surface curvatures of the adjacent rings. Furthermore, although the figures illustrate that the surface curvature of the central portion 13 is defined by a single radius, it is also contemplated that the central portion 13 may consist of a substantially flat inner central portion and an outer central portion. concentric with the inner central portion and having a surface curvature of radius R. Example 1 [060] A first set of dimensional examples for a die 4 and a punch 5 of a spinning apparatus according to the present invention and the corresponding dimensions of the 5 liter AA7060 bottle jacket produced using the die and punch are shown below. Punch and die 5 liter AA7060 Bottle Cylinder (mm) Inner diameter of die OD 140 Outside diameter of punch ID 129 Radial distance between die and cylindrical surface of punch at 5.5 Axial height between profiled end of punch and the cylindrical side wall H 43 Radius of the innermost ring of the profiled surface of the punch R 146 Radius of the second ring of the profiled surface of the punch r 16 Radius of the ring closest to the outside the profiled surface of the punch Rc 64 total height of the bottle = 465 mm total weight of the bottle = 4.8 kg Example 2 [061] A second set of examples of dimensions for an alloy AA7060 lined with fiberglass 2-liter carbon (and the corresponding dimensions of die 4 and punch 5 of a conventional spinning apparatus) (form A) as well as for a 2-carbon carbon fiber fretted AA7060 jacket (and for its corresponding die and punch) (form B) according to the present invention is shown below.

Forme A (mm) Forme B (mm) OD 96,7 96,7 ID 88,5 88,5 a 4,1 4,1 , H 22 29,5 R 105 101 r 11 11 Re 44,4 44,4 a' (à H) 4,08 4,13 [062] Les résultats d'un essai comparatif de durée avant défaillance pour des réservoirs sous pression fabriqués par filage à froid à l'aide de l'appareil de filage décrit dans l'exemple 2 et pour des chemises en alliage d'aluminium 7060 frettés de 2 litres (forme A) fabriqués par filage à chaud et à l'aide d'une matrice de filage inverse conventionnelle figurent ci-dessous dans le Tableau 1. Tableau 1 Forme A Forme B Nombre de cycles de remplissage avant défaillance Emplacement de la Nombre de cycles de remplissage avant défaillance Emplacement de la défaillance défaillance 11749 0 Échantillon 20226 2 1 10954 1 Échantillon 16255 2 2 12076 1 Échantillon 17918 2 3 9614 0 Échantillon 15190 3 4 9820 1 Échantillon 18680 2 5 Échantillon 15681 2 6 Emplacement de la défaillance 0 = fuite, position inconnue ; Emplacement de la défaillance 1 = rupture dans le fond de la bouteille ; Emplacement de la défaillance 2 = fuite dans le corps de la bouteille ; et Emplacement de la défaillance 3 = fuite dans l'ogive. [063] La durée de vie et les caractéristiques de défaillance des chemises en alliage d'aluminium 7060 frettés de 5 litres (forme B) fabriqués par filage à froid à l'aide de l'appareil décrit dans l'exemple 1 ci-dessus ont été comparées à la performance des chemises en alliage d'aluminium 7060 avec frettés de 5 litres (forme A) également fabriqués par filage à froid mais à l'aide d'une matrice de filage inverse conventionnelle. 10 Les résultats en termes de durée de vie (nombre de cycles de remplissage avant défaillance) et les emplacements de la défaillance figurent ci-dessous dans le Tableau 2. Tableau 2 Forme A Forme B Nombre de bouteilles d'essai 5 11 Nombre minimum de cycles de remplissage avant défaillance 10736 15343 Nombre maximum de cycles avant défaillance 16513 20000 Nombre moyen de cycles avant défaillance 14067 17754 Emplacements des défaillances 1 x fuite dans le corps de la bouteille 10 x fuite dans le corps de la bouteille 2 x fuite dans la partie inférieure du corps de la bouteille 1 x essai arrêté sans fuite 1 x rupture dans le fond de la bouteille [064] Les résultats des tableaux 1 et 2 montrent de toute évidence une ameioratIon 15 significative de la durée avant défaillance comparé aux réservoirs sous pression conventionnels équivalents. [065] Vingt-sept réservoirs sous pression d'essai ayant les dimensions indiquées dans l'exemple 1 ont subi un essai de défaillance. Cinq groupes de cinq réservoirs sous pression chacun ont été soumis à un essai de mise en pression répétée, chaque groupe de réservoirs sous pression ayant eu un niveau différent d'autofrettage. Les 5 deux réservoirs sous pression restants (n'ayant pas subi d'autofrettage) ont été soumis à un test d'éclatement. Chacun des réservoirs sous pression d'essai était un réservoir sous pression en alliage d'aluminium 7060 fretté en fibre de carbone de 5 litres fabriqué lors d'une opération de filage inverse à froid à l'aide d'une matrice 4 et d'un poinçon 5 ayant les dimensions indiquées dans l'exemple 1. Les détails de l'autofrettage pour 10 chaque groupe de réservoirs sous pression et les résultats des essais figurent ci-dessous dans le Tableau 3. Tableau 3 Nombre d'échantillons d'essai Pression d'autofrettage Valeur (Bar) Grenaillage interne Résultats : nombre moyen de cycles de remplissage avant défaillance Aucune 0 OUI 14084(a) 5 Valeur approuvée 640 OUI 18470 (a) 5 Valeur 704 OUI 24517 (a) approuvée+10 % 5 Valeur 768 OUI 26116 (b) approuvée+20 % 5 Valeur approuvée 640 NON 15856 (a) 2 Aucune 0 NON Pression d'éclatement=832 bar Volume d'expansion=512 cm3 (a) représente une défaillance dans la paroi du corps de la bouteille 15 (b) représente des défaillances en divers endroits de la bouteille. Dans les essais ci-dessus, deux des réservoirs sous pression soumis à une pression d'autofrettage de 110% et trois des réservoirs soumis à une pression d'autofrettage de 120 % présentent un détachement de fibres de carbone du manchon extérieur. [66] Comme indiqué dans W096/11759, l'on sait que l'efficacité de l'autofrettage pour améliorer la résistance à la fatigue dépend de la conception de l'extrémité fermée du réservoir sous pression. Par exemple, les réservoirs sous pression comportant une extrémité fermée hémisphérique ne présentent pas d'améliorations significatives de la résistance à la fatigue lorsqu'ils sont soumis à l'autofrettage. En revanche, l'on sait que les réservoirs sous pression comportant une extrémité fermée semi-ellipsoïdale ou en forme de plat torisphérique fournissent une performance améliorée avec l'autofrettage.Form A (mm) Form B (mm) OD 96.7 96.7 ID 88.5 88.5 to 4.1 4.1, H 22 29.5 R 105 101 r 11 11 Re 44.4 44.4 a '(at H) 4.08 4.13 [062] The results of a comparative test of time to failure for pressure vessels manufactured by cold spinning using the spinning apparatus described in Example 2 and for 2-liter fretted 2-liter aluminum alloy sheaths (Form A) made by hot-spinning and using a conventional inverse spinning die are shown below in Table 1. Table 1 Shape A Form B Number of filling cycles before failure Location of Number of filling cycles before failure Location of failure failure 11749 0 Sample 20226 2 1 10954 1 Sample 16255 2 2 12076 1 Sample 17918 2 3 9614 0 Sample 15190 3 4 9820 1 Sample 18680 2 5 Sample 15681 2 6 Location of failure 0 = leak, unknown position; Location of failure 1 = rupture in the bottom of the bottle; Location of failure 2 = leak in the body of the bottle; and Location of failure 3 = leaking into the warhead. [063] The service life and failure characteristics of 70-liter fretted 5-liter aluminum alloys (Form B) made by cold spinning using the apparatus described in Example 1 above. were compared to the performance of 7060 aluminum alloy folders with 5-liter frets (Form A) also made by cold spinning but using a conventional inverse spinning die. The results in terms of lifetime (number of filling cycles before failure) and the locations of the failure are shown below in Table 2. Table 2 Form A Form B Number of test bottles 5 11 Minimum number of Filling cycles before failure 10736 15343 Maximum number of cycles before failure 16513 20000 Average number of cycles before failure 14067 17754 Failure locations 1 x Leakage in the cylinder body 10 x Leakage in the cylinder body 2 x Leakage in the cylinder bottom of bottle body 1 x stopped test without leakage 1 x rupture in bottom of bottle [064] The results of Tables 1 and 2 clearly show a significant improvement in the time to failure compared to conventional pressure vessels. equivalents. [065] Twenty-seven test pressure tanks having the dimensions indicated in Example 1 were tested for failure. Five groups of five pressurized tanks each were subjected to a repeated pressurization test, with each group of pressurized tanks having a different level of autofrettage. The remaining two pressurized tanks (not autofretted) were subjected to a burst test. Each of the test pressure vessels was a 70-liter carbon fiber 7060 fretted pressure vessel made of 5-liter carbon fiber made in a cold spinning operation using a die 4 and a a punch 5 having the dimensions shown in Example 1. The details of autofrettage for each group of pressure vessels and the test results are shown below in Table 3. Table 3 Number of test samples Autofretting pressure Value (Bar) Internal blasting Results: average number of filling cycles before failure None 0 YES 14084 (a) 5 Approved value 640 YES 18470 (a) 5 Value 704 YES 24517 (a) Approved + 10% 5 Value 768 YES 26116 (b) approved + 20% 5 Approved value 640 NO 15856 (a) 2 None 0 NO Burst pressure = 832 bar Expansion volume = 512 cm3 (a) represents a failure in the body wall of the bottle 15 (b) represents failures in various endr oits of the bottle. In the above tests, two of the pressure vessels subjected to a 110% autofretting pressure and three of the tanks subjected to a 120% autofretting pressure exhibited a detachment of carbon fibers from the outer sleeve. [66] As noted in WO96 / 11759, it is known that the effectiveness of autofrettage to improve fatigue strength depends on the design of the closed end of the pressure vessel. For example, pressurized tanks having a hemispherical closed end do not show significant improvements in fatigue strength when subjected to autofrettage. On the other hand, it is known that pressurized tanks with a closed semi-ellipsoidal or torispherical flat end provide improved performance with autofrettage.

Ainsi, l'autofrettage offre une amélioration de la durée avant défaillance pour les réservoirs sous pression ayant une extrémité fermée reliée à une paroi latérale cylindrique par une zone de jonction. La pression d'autofrettage est généralement comprise entre 75 % et 95 % de la pression minimum d'éclatement selon la norme pertinente. Les bouteilles de gaz haute pression en aluminium sont généralement conçues de telle sorte que la contrainte s'exerçant sur la paroi latérale cylindrique à la pression de service ne dépasse pas la moitié de la limite d'élasticité de l'alliage, et de telle sorte que la pression d'éclatement de la bouteille soit d'au moins 2,5 fois la pression de service. Ainsi, dans une bouteille en aluminium de la série AA7XXX ayant, par exemple, une limite d'élasticité de 450 MPa, la bouteille doit être conçue de telle sorte que les contraintes s'exerçant sur la paroi ne dépassent pas 225 MPa. [67] Les informations figurant dans les tableaux 1 à 3 montrent sans ambiguïté que les réservoirs sous pression frettés fabriqués selon le procédé et l'appareil de la présente invention bénéficient également de l'autofrettage et du grenaillage, offrant une amélioration étonnante de la durée avant défaillance comparé aux réservoirs sous pression conventionnels équivalents. Cela permet aux réservoirs sous pression selon le procédé et l'appareil de la présente invention de fournir au moins une durée avant défaillance équivalente ou potentiellement meilleure à des pressions d'autofrettage moins élevées. [68] L'analyse par éléments finis (AEF) d'un réservoir sous pression fretté fabriqué à l'aide du procédé et de l'appareil décrits ci-avant a révélé que le profil intérieur de l'extrémité fermée des réservoirs sous pression selon la présente invention entraîne des contraintes maximum nettement plus basses comparé aux réservoirs sous pression ayant un profil intérieur conventionnel au niveau de l'extrémité fermée. 3022 164 16 [069] Dans l'AEF, la structure (dans le cas présent, l'extrémité fermée du réservoir sous pression) est divisée en de nombreux petits éléments(nombre fini d'éléments) de divers types, tailles et formes. L'on suppose que les éléments ont un motif de déformation simplifié (linéaire, ou carré, etc.) et sont reliés à des « noeuds » 5 normalement situés aux coins ou aux bords des éléments. Les éléments sont ensuite assemblés mathématiquement en utilisant des règles de base de la mécanique structurelle telles que l'équilibre des forces et la continuité des déplacements, ce qui génère un grand système d'équations simultanées. En résolvant le système d'équations simultanées, la forme de la structure, déformée sous charge, peut être obtenue et les 10 contraintes et tensions internes peuvent être calculées à partir de la forme déformée. [070] Le modèle par éléments finis (MEF) a été basé sur un chemise en alliage d'aluminium 7060 et un manchon en composite de carbone avec ID=88,5 combiné à 4 ensembles différents de dimensions pour le profil de surface intérieure du réservoir sous pression : Analyse 1, Analyse 2, Analyse 3 et Analyse 4. L'AEF a soumis chaque 15 Analyse aux étapes de sollicitation suivantes : pression d'autofrettage = 600 bar ; pression de service = 300 bar ; pression d'essai = 450 bar et pression minimum d'éclatement de conception = 752 bar pour identifier la première contrainte principale et la contrainte de Von Mises à la pression d'essai de 450 bar après autofrettage, dont les résultats figurent dans le Tableau 4 ci-dessous ; l'Analyse 1 correspond à un réservoir 20 sous pression conventionnel adapté pour intégrer trois rayons concentriques qui se croisent, tandis que l'Analyse 4 correspond à un réservoir sous pression fabriqué à l'aide du procédé et de l'appareil décrits ci-dessus, l'Analyse 4, correspondant à un mode de réalisation particulièrement privilégié. Les Analyses 2 et 3 ont été incluses à des fins de comparaison uniquement.Thus, autofrettage provides an improvement in the time to failure for pressure vessels having a closed end connected to a cylindrical side wall by a junction zone. The autofrettage pressure is generally between 75% and 95% of the minimum burst pressure according to the relevant standard. Aluminum high-pressure gas cylinders are generally designed in such a way that the stress on the cylindrical sidewall at the operating pressure does not exceed half the yield strength of the alloy, and so the bursting pressure of the cylinder is at least 2.5 times the working pressure. Thus, in an aluminum bottle of the AA7XXX series having, for example, a yield strength of 450 MPa, the bottle must be designed in such a way that the stresses exerted on the wall do not exceed 225 MPa. [67] The information in Tables 1-3 shows unambiguously that shrink-wrapped pressure vessels manufactured by the process and apparatus of the present invention also benefit from autofritting and shot blasting, providing an astonishing improvement in before failure compared to conventional equivalent pressure vessels. This allows the pressure vessels according to the method and apparatus of the present invention to provide at least an equivalent or potentially better failure time at lower autofrettage pressures. [68] Finite Element Analysis (FEA) of a fretted pressure vessel manufactured using the process and apparatus described above revealed that the inside profile of the closed end of pressure vessels according to the present invention results in significantly lower maximum stresses compared to pressurized tanks having a conventional inner profile at the closed end. In the AEF, the structure (in this case, the closed end of the pressure vessel) is divided into many small elements (finite number of elements) of various types, sizes and shapes. It is assumed that the elements have a simplified deformation pattern (linear, or square, etc.) and are connected to "nodes" 5 normally located at the corners or edges of the elements. The elements are then assembled mathematically using basic rules of structural mechanics such as the balance of forces and the continuity of displacements, which generates a large system of simultaneous equations. By solving the system of simultaneous equations, the shape of the structure, deformed under load, can be obtained and the internal stresses and stresses can be calculated from the deformed shape. [070] The finite element model (FEM) was based on a 7060 aluminum alloy jacket and a carbon composite sleeve with ID = 88.5 combined with 4 different sets of dimensions for the inner surface profile of the pressure vessel: Analysis 1, Analysis 2, Analysis 3 and Analysis 4. The AEF subjected each analysis to the following solicitation steps: autofrettage pressure = 600 bar; operating pressure = 300 bar; test pressure = 450 bar and design minimum burst pressure = 752 bar to identify the first main stress and the Von Mises stress at the test pressure of 450 bar after autofrettage, the results of which are given in Table 4 below ; Analysis 1 corresponds to a conventional pressurized reservoir 20 adapted to incorporate three intersecting concentric rays, while Analysis 4 corresponds to a pressurized reservoir manufactured using the method and apparatus described above. , Analysis 4, corresponding to a particularly preferred embodiment. Analyzes 2 and 3 have been included for comparison purposes only.

25 Tableau 4 Première contrainte principale (MPa) Contrainte H (mm) R (mm) r Rc (mm) de Von (mm) Mises (MPa) Analyse 1 318 306 22 105 11 44,2 Analyse 2 323 308 22,125 77,36 8,85 88,5 Analyse 3 285 278 22,125 111,2 14,5 29,5 Analyse 4 241 235 29,5 100,5 11 44,25 [71] Les fig. 5a et 5b montrent les contraintes principales et les contraintes de Von Mises pour l'Analyse 1 et les fig. 6a et 6b montrent les contraintes principales et les contraintes de Von Mises pour l'Analyse 4. Les fig. 5 et 6 montrent que l'emplacement de la contrainte maximum dans la zone de jonction reste sensiblement identique dans l'Analyse 1 et l'Analyse 4 (cela est également vrai pour l'Analyse 2 et l'Analyse 3, non représentées). Les fig. 5 et 6 montrent également que pour les réservoirs sous pression de type II fabriqués à l'aide du procédé et de l'appareil décrits ci-dessous, la contrainte maximum de Von Mises reste à la surface intérieure du réservoir sous pression même après autofrettage. Toutefois, les résultats du Tableau 4 montrent de toute évidence que la valeur absolue de la première contrainte principale et de la contrainte de Von Mises sont nettement plus basses pour l'Analyse 4 que pour chacune des autres Analyses. De plus, l'AEF révèle que les principaux facteurs contribuant à la diminution de la contrainte maximum sont les valeurs de H et Rc. [72] Le procédé et l'appareil ci-dessus sont particulièrement appropriés, sans toutefois y être limités, à la fabrication par filage à froid de réservoirs sous pression pour les séries AA6XXX et AA7XXX d'alliages d'aluminium (selon le registre de 2009 de l'Aluminium Association Inc.) et à la fois à des bouteilles de type I et à des chemises de bouteilles de type II respectivement, qui sont conformes aux critères de résistance à la fatigue des normes pour les réservoirs sous pression frettés, par exemple EN12257 ou IS011119-1 et les normes correspondantes dans d'autres régions du monde. De plus, avec le procédé et l'appareil ci-dessus, des bouteilles de type II qui atteignent au moins, et dépassent fréquemment, la durée avant défaillance de bouteilles équivalentes conventionnelles peuvent être fabriquées en utilisant l'autofrettage à des pressions plus basses. [073] II faut comprendre que les modes de réalisations décrits ci-dessus ne sont que des exemples de modes de réalisation privilégiés sélectionnés. Des modifications peuvent être effectuées sur le procédé de fabrication, l'appareil de fabrication et les réservoirs sous pression produits par le procédé et l'appareil décrits ci-dessus sans s'éloigner du champ d'application de l'invention selon les revendications annexées.30Table 4 First Main Constraint (MPa) Constraint H (mm) R (mm) r Rc (mm) Von (mm) Mises (MPa) Analysis 1,318 306 22 105 11 44.2 Analysis 2,323,308 22,125 77,36 8.85 88.5 Analysis 3285 278 22.125 111.2 14.5 29.5 Analysis 4 241 235 29.5 100.5 11 44.25 [71] Figs. 5a and 5b show the main constraints and constraints of Von Mises for Analysis 1 and Figs. 6a and 6b show the main constraints and constraints of Von Mises for Analysis 4. Figs. 5 and 6 show that the location of the maximum stress in the junction zone remains substantially identical in Analysis 1 and Analysis 4 (this is also true for Analysis 2 and Analysis 3, not shown). Figs. 5 and 6 also show that for type II pressure vessels manufactured using the method and apparatus described below, the maximum stress of Von Mises remains at the inner surface of the pressure vessel even after autofrettage. However, the results in Table 4 clearly show that the absolute value of the first main stress and the Von Mises stress are significantly lower for Analysis 4 than for each of the other Analyzes. In addition, the AEF reveals that the main factors contributing to the decrease of the maximum stress are the values of H and Rc. [72] The above method and apparatus are particularly suitable, but not limited to cold-spinning pressure vessels for the AA6XXX and AA7XXX series of aluminum alloys (according to US Pat. 2009 Aluminum Association Inc.) and both type I cylinders and type II cylinder liners respectively, which meet the fatigue strength criteria of the standards for shrink-wrapped pressure vessels, by example EN12257 or IS011119-1 and corresponding standards in other parts of the world. In addition, with the above method and apparatus, Type II bottles that at least frequently, and frequently exceed, the time before failure of conventional equivalent bottles can be made using autofrettage at lower pressures. [073] It should be understood that the embodiments described above are only examples of selected preferred embodiments. Modifications may be made to the manufacturing process, the manufacturing apparatus and the pressure vessels produced by the method and apparatus described above without departing from the scope of the invention according to the appended claims .30

Claims

REVENDICATIONS1. A method of making a closed end pressure reservoir, the method comprising the steps of: positioning a spinnable metal billet into a matrix, said billet having an axis and a front surface; using a punch having a longitudinal axis of symmetry, a front face area and a substantially cylindrical side wall for spinning the metal by driving the front face area of the punch into the front surface of the billet along the axis of the billet such that the metal is spun in the space between the punch and the die and along the cylindrical side wall of the punch to form a holster; and removing the holster from the die and shaping the open end of the holster to form a nose and neck, wherein the front face area of the punch has a surface profile including a central portion, at least one intermediate ring and an outer ring with surface curvatures of different values, respectively of radii R, r, and Rc, which intersect each other, in which the central part, the at least one intermediate ring and the ring outside connect a central point, where the frontal face area intersects the longitudinal axis of the punch, to the cylindrical side wall of the punch located at an axial distance H from the central point, the axial distance H being in a range of 0.28ID at 0.5ID, ID being the transverse diameter of the cylindrical side wall of the punch.

The method of claim 1, wherein the axial distance H is in a range from 0.3ID to 0.4ID. -25

3. The method of claim 1, wherein the axial distance H is substantially equal to ID / 3.

4. A method according to any one of claims 1 to 3, wherein the central portion has a radius of curvature R in a range of 0.5ID to 1.2ID. . A method as claimed in any one of claims 1 to 4, wherein the at least one intermediate ring has a radius of curvature r in the range of 0.11D to 0.5ID. 6. A method according to any one of claims 1 to 5, wherein the outer ring has a radius of curvature Rc in the range 1D / (3 ± 2). The method of any of the preceding claims, wherein the billet comprises an aluminum alloy of the AA6XXX series. The method of any one of claims 1 to 6, wherein the billet comprises an aluminum alloy of the AA7XXX series. 9. Spinning apparatus (1) for use in the manufacture of a pressure vessel having a closed end, the spinning apparatus comprising a die (4) for receiving a spinnable metal billet and a punch (5) having a longitudinal axis of symmetry, a front face area (6) and a substantially cylindrical side wall, wherein the front face area of the punch having a surface profile comprising a central portion, at least one intermediate ring and an outer ring with surface curvatures of different values, respectively of radii R, r, and Rc, which intersect each other, in which the central part, the at least one intermediate ring and the outer ring connect a central point, wherein the front face area intersects the longitudinal axis of the punch, the cylindrical side wall of the punch located at an axial distance H from the central point, the axial distance H being included in a pl 0.28ID to 0.5ID, where ID is the transverse diameter of the cylindrical side wall of the punch. The spinning apparatus (1) according to claim 9, wherein the axial distance H is in a range from 0.3 ID to 0.4ID. The spinning apparatus (1) according to claim 10, wherein the axial distance H is substantially equal to ID / 3.12. Spinning apparatus (1) according to any one of claims 9 to 11, wherein the central portion has a radius of curvature R in the range of 0.51D to 1.2ID. The spinning apparatus (1) according to any one of claims 9 to 12, wherein the intermediate ring has a radius of curvature r in the range of 0.1 ID to 0.5ID. 14. Spinning apparatus (1) according to any one of claims 9 to 13, wherein the outer ring has a radius of curvature Rc in the range ID / (3 ± 2). 15. A pressure tank having a closed end formed in a spinnable metal, the pressure vessel comprising a closed end portion, a cylindrical side wall (11) with an ID inner diameter ID, a nose and a neck, and having a longitudinal axis of symmetry, the inner surface profile of the closed end portion comprising a central portion (13), at least one intermediate ring (14) and an outer ring (15) with surface curvatures of different values, respectively with radii R, r, and Rc, which intersect each other, in which the central portion (13), the at least one intermediate ring (14) and the outer ring (15) connect a central point, where the closed end portion intersects the longitudinal axis with the cylindrical side wall (11) at an axial distance H from the central point, the axial distance H being within a range of 0.28ID to 0.5ID. 16. A closed end pressure vessel according to claim 15, wherein the axial distance H is in a range from 0.3ID to 0.4ID. 17. The pressure tank having a closed end according to claim 16, wherein the axial distance H is substantially equal to ID / 3. A closed end pressure vessel according to any one of claims 15 to 17, wherein the central portion (13) has a radius of curvature R in the range of 0.5ID to 1.2ID. A pressure vessel having a closed end according to any one of claims 15 to 18, wherein the intermediate ring (14) has a radius of curvature r within a range of from 0 to 20. , 1 ID at 0.5ID.

20. A closed end pressure vessel according to any one of claims 15 to 19, wherein the outer ring (15) has a radius of curvature Rc in the range ID / (3 ± 2). 21. A closed end pressure vessel as claimed in any one of claims 15 to 20, comprising an aluminum alloy of the AA6XXX series. A closed end pressure vessel as claimed in any one of claims 15 to 20, comprising an aluminum alloy of the AA7XXX series. 23. A composite pressure vessel comprising a pressurized reservoir having a closed end according to any one of claims 15 to 22 and a sleeve made of a composite material. 24. The composite pressure vessel of claim 23, wherein the composite material includes one or more carbon fibers, basalt fiber, aramid fiber, and fiberglass.