INPI-France/Brevets-Francais-2024-Chunked huggingface dataset:
Chaque segment intestinal est empalé par l'anode et suspendu avec une chrge de 2 à 3 g. Les paramètres du stimulus sont fréquence: 0,1 Hz, durée : 0,4 mn, tension (supramaximale) 30-40V; les contractions sont transmises isotoniquement.
(B) In vivo (1) Les présents composés ont une action analgésique, par exemple ils diminuent efficacement les crispations de douleur induites par la phénylbenzoquinone chez la souris dans le test parure modification de la méthode Hendershot et alO (J. PharmO expie Therap., 125 (1959) 237), les composés étant administrés par inJection intracérébroventriculaire, et cette diminution est abolie par la naloxone.
(2) Action antitussive Par exemple dans l'essai sur le cobaye par la méthode de Boura et alO BritO J0 PharmacolO 39 (1970) 225.
(3) Action antidiarrhéique, par exemple les présents composés diminuent efficacement chez le rat les diarrhées provoquées par l'huile de ricin.
Comme sous-catégories des peptides de formule I et de leurs dérivés on peut indiquer les composés dans lesquels: (1) m et n sont tous deux nuls, (2) p et q sont tous deux nuls, (3) r est nul, (4) X3 est le radical L-tyrosyle, (5) X4 est le radical d'un D-amino-aoide,de préférence de la D-alanine, (6) X5 est le radical glycyle, (7) 0 est le radical L-phénylalanyle, (8) X7 est le radical d'un D-amino-acide, de préférence de la D-leucine ou de la D-méthio nineO Comme autre sous-catégorie pn peut citer les peptides et leurs dérivés de formule t R-X -X4-X5-X6-(X7)r-(X8)p-(X9 dans laquelle les symboles R, R1, p, q et r ont les mêmes significations que dans la formule I i I3 est le radical L-tyrosyle, 04 -acétyl-Ltyrosyle ou N-méthyl-L-tyrosyle, X4 est le radical glycyle, L-alanyle, -méthyl- alanyle ou D-alanyle I5 est le radical glycyle, sarcosyle ou L-asparaginyle, est le radical T-phénylalanyle, L-tyrosyle ou L-4-chlorophénylalanyle, I7 est le radical L-leucyle, D-leucyle, L-méthionyle, D-méthionyle, L-norleucyle, L-thréonyle ou D-p- homoleucyle, I8 est le radical L-thréonyle, D-thréonyle, Lphénylalanyle, L-tyrosyle ou L-lysyle, et I9 est le radical glycyle ou L-lysyle.
On obtient PGA2 tétrazoylique en traitant PGE2 tétrazoylique avec l'acide formique, en concentrant et en purifiant par chromatographie sur colonne.
La transformation de III en PGF1α tétrazoy-lique nécessite une réduction avec du palladium sur du charbon et du méthanol pour obtenir IV que l'on peut ensuite hydrolyser avec de l'acide acétique aqueux et que l'on purifie comme précédemment.
La transformation de III en PGE1 tétrazoylique et en PGA1 tétrazoylique suit exactement la même méthode que celle indiquée pour les séries PGE2 et PGA2 précédentes.
La transformation de III en 13,14-dihydro-PGF la nécessite une réduction par le palladium sur du charbon et le méthanol pour obtenir V qui est ensuite hydrolysé avec de l'acide acétique aqueux, et purifié comme précédemment.
Pour obtenir les autres drives dihydrogénés en 13 et en 14, on suit les modes opératoires indiqués précédemment.
Considérons maintenant le schéma de réaction B ; on fait réagir l'hémiacétal VI avec le nouveau réactif II pour obtenir VII, l'homologue tétrazoylique de l'oxyde de bis-tétrahydropyranyle de 13,14-dihydro-PGF2α, La transformation de VII en 13,14-dihydro-PGF2α tétrazoylique nécessite l'hydrolyse par l'acide acétique aqueux, une concentration, et une purification par chromatographie sur colonne.
La transformation de VII en 13,14-dihydro-PGE2 tétrazoylique nécessite le traitement par le réactif de Jones pour former un second intermédiaire avant::le traitement acide et la purification comme précédemment.
On obtient la 13,14-dihydro-PGA2 en traitant la 13,14-dihydro- PGE2 tétrazcylique avec l'acide formique, en concentrant et en purifiant par chromatographie sur colonne.
Pour obtenir les dérivés substitués en positlon 15 par un groupement alkyle inférieur de toutes les prostaglandines tra- zoyliques ci-dessus mentionnées, il suffit d'utiliser 1'hémiacétal I ou l'hémiacétaî VI possédant une partie alkyle inférieure en position 15 et procéder comme précédemment pour obtenir le composé désiré.
Pour obtenir PGF3α, PGE3 et PGA3 tétrazoyliques, on utilise comme substance de départ l'hémiacétal VIII ci-dessous, et toutes les autres étapes de réaction sont identiques a celles données précédemment.
Dans de nombreux essais in vivo ét in vitro, on a démontré que les homologues tétrazoyliques des prostaglandines possèdent des activités physiologiques semblables a celles présentées par les prostaglandines naturelles. Ces essais comprennent, entre autres, un essai de l'effet sur un muscle lisse isolé de l'aorte du lapin et de l'ileum du cobaye, un essai d'inhibition de la lipolyse induite par la norépinéphrine dans les cellules adipeuses isolées de rats, un essai de l'effet sur le spasme bronchique induit par l'histamine chez le cobaye, un essai des effets sur la pression sanguine du chien, et un essai des effets sur la pression sanguine du rat.
Dans l'essai sur le muscle lisse isolé de l'aorte de lapin, on a trouvé que le seuil pour obtenir un effet spasmogène est 250 ng/ml pour PGE2 et 500 ng/ml pour PGE2 tétrazoylique. Dans le même essai utilisant l'ileum de cobaye, on obtient pour les deux memes composés des valeurs de 20 ng/ml et 100 ng/ml.
Dans l'essai de protection par 100 Sg/ml du composé d'essai, vis-å-vis du spasme bronchique induit par l'histamine chez les cobayes, on obtient des valeurs de 65-75 % pour PGE2 et pour PGE2 étrazoylique.
Dans l'essai des effets sur la pression sanguine du chien, ou trouve que PGE2 et PGE1 tétrazoylique sont des dépresseurs et l'on obtient pour les deux composés des valeurs de 0,16 g/ml et 0,8 m/ml comme seuil pour obtenir cet effet. Dans le cas de la pression sanguine du rat, les composés sont également des dépresseurs et le seuil pour-PGE2 et pour PGE2 tétrazoylique est de 10,0 g/ml.
Que la durée de l'action des homologues tétrazoylinues substitués en position 15ss par un groupement alkyle inférieur est augmentée par rapport à celle de la prostaglandine mère, est clairement montré par les données du Tableau 1 ci-dessous.
Cette expérience montre qu'une chute comparable de la pression sanguine de chiens anesthésiés est obtenue avec une dose comparable administrée in vivo de prostaglandine naturelle PGE2 ou de son homologue tétrazoylique. Dans le cas de l'homologue tétrazoylique 15-méhylique de la PGE2, alors que l'importance de la dose doit etre augmentée pour obtenir une chute Equivalente de pression sanguine, la durée pendant laquelle cette pression réduite est maintenue augmente considérablement.
INTER-Sous-programme INTER effectue une double interpo- cation de précision de 523 à 509 points.
REFC-Sous-programme REFC divise la valeur fournie par le détecteur par la référence (Appelé par NrROC).
TAPIO - Tache priorité 1 Lit un enregistrement sur bande magnétique.
DSKIO- Tache priorité 2 Inscrit un enregistrement sur dis que. Ce programme assume un double effet de tampon pour l'utili & - teur KORR- Sous-programme Met en entrée le fichier de cali brage du disque.
CONVOLUTION CONVOL 2(CO)-Programme principal -Effectuer la convolution des données et construire un fichier pour le programme de rétroprojec- tion.
CONIT- Sous-programme Exécuter l'initialisation et ou vrir tous les fichiers de disques.
COMVOL- Sous-programme Multiplier les enregistrements de données par la fonction de convolu tion (imaginaire) dans l'espace de Fourier.
COMPCK- Sous-programme Assembler les parties réelles d'une rangée complexe en rangée réelle C0NUN?-Sous-programme Désassembler une rangée réelle en parties réelles d'une tanguée complexe.
DFT5-Sous-programme Fournir un enchaînement entre un programme en Fortran V et un pro gramme de transformation de Fou rier discrète (DFTE) en langage d'assemblage COIS, - Données en BLOCS Affecter la mémoire de constantes DFTE - - Sous-programme Exécuter une transformation de Fourier discrète, RETROPROJCTION EC4DRV7(C4DRV)-Programme principal -Effectuer une rétroprojection d'un fichier convoluté sur une rangée de reconstitution.
EC4BKP7 (C4BKP)-Sous-programme- Effectuer la rétroprojection d'un seul segment 64 x 64 d'une grille de reconstitution EC4EXP7 (C4EXP) -Sous-programme Agrandir un enregistrement de mesures (données du traitement de convolution) en produisant qua tre mesures entières interpolées pour chaque mesure à virgule flot tante: rétroproieter ensuite les valeurs entières par la techni que du plus proche-voisin sur le segment de grille de reconstitution courant.
EC4xNM(C4xNM)-Sous-programme Normaliser le segment de grille de reconstitution courant en déca- lant chaque valeur de 2 mots de 10 bits à gauche et en rassemblant les mots d'ordre supérieur en une seule rangée de précision 4K-mots.
EC4MRD (MREAD)-Tâche Tâche d'entrée de disque pour la lecture d'un fichier de mesures (sortie de convolution) pour rétroprojection.
XOPI- Magasin de commande d'écriture Ecrire instructions de commande d'exdoutlon de fonctions d'utilité. SAUVEGARDE DE FICHIERS SLICE - Programme principal SLICE a un rôle double (1) Ecrire des rangées reconsti tuées sur un second disque (ou souple).
(2) Mettre-à-jour le fichier de commandes et faire avancer la bande Magnétique jusqu'au début du prochain fichier.
UTILITES (BLOC) STCON-Sous-programme Affecter la mémoire de constantes entières.
FSTCON-Sous-programme Affecter la mémoire de constantes à virgule flottante.
Par contre, la partie centrale du tube d'acier, à savoir le point Q' , Q2' représente une radiation de chaleur vers l'extérieur sous presque la même condition que pour Q2, mais en ce qui concerne les autres composantes Q1' , Q3' et Q4' , les conditions respectives différent. Particulièrement en ce qui concerne Q1 et Q1' , pour Qi il existe une radiation de chaleur vers l'extérieur tandis que pour Q1' le transfert de chaleur n'existe pas et la différence de tempserature est remarquablement élevée.
En général, la différence de température AT entre l'extré- mité du tube et la partie centrale du tube d'acier èst provoquée par la différence avec la partie centrale en ce qui concerne Q1 Q3 et Q4.
La valeur normale de la différence de température AT devient par exemple de 400C a 800C dans le Tableau 1 comme on le décrira ci-apres et il n'est pas inhabituel que des valeurs encore plus grandes apparaissent.
Du point de vue de la qualité du produit on considère que la gamme de différence de température qui ne pose aucun problème du point de vue pratique, a savoir la différence de température acceptable AT' est autour de 2O0C. En conséquence, dans le cas où elle excède cette gamme de température permise AT' -, comme représenté dans la figure 2, la longueur de l'extrémité du tube Q1 qui correspond a la partie dépassant la gamme est chutée.
Cette différence de température AT est soumise à une variation dont les causes principales sont la durée du chauffage, la température du chauffage et l'épaisseur de la paroi du tube d'acier chauffé. Parmi celles-ci la température de chauffage est évidemment déterminée par la vitesse de déplacement du tube d'acier et par la longueur de la bobine d'induction.
Des expériences ont été effectuées de façon répétée dans une installation comportant un dispositif en vraie grandeur en ce qui concerne la relation entre la différence de température AT et la durée du chauffage, la température de chauffage et l'épaisseur du tube d'acier et on a effectué des essais'selon différents modes pour obtenir les relations avec chaque facteur à savoir: la durée du chauffage, la température de chauffage, l'épaisseur de la paroi du tube d'acier et la différence de température AT en modifiant lesdits facteurs de manière a trouver les conditions pratiques les plus favorables.
Tout d'abord, on a trouvé que la longueur Li de l'extrémité du tube dépassant la différence de température permise AT' , comme représenté dans la figure 2, devenait rapidement plus petite lorsque lton augmentait la vitesse de déplacement v du tube d'acier comme représente dans la figure 3. La vitesse de déplacement vO du tube d'acier pour laquelle la longueur Q1 devient égale a deux fois l'épaisseur de la paroi d du tube a été obtenue pour chaque température de chauffage T, chaque condition de la bobine d'induction et chaque dimension du matériau a chauffer en effectuant les différents essais.
Dans ce cas, si la température de chauffage du tube d'acier est déterminée, sans relation avec la condition de la bobine dtin- duction, les calories-par unité de poids requises pour chauffer le tube d'acier jusqu'à une température prédéterminée sont constantes, et, en conséquence, si la dimension de la bobine d'induction est constante, les calories qui doivent être absorbées par unité de temps et aussi. par unité de surface, à savoir la densité superficielle d'absorption de la puissance électrique P (puissance électrique absorbée par unité de surface) est dans une relation de proportionnalité avec la vitesse de déplacement v du tube d'acier.
A savoir v = kp , sous réserve que k soit constant. Afin d'appliquer les calories voulues au tube d'acier, lorsque la vitesse de déplacement v est augmentée, la densité superficielle d'absorption de la puissance électrique P doit être augmentée proportionnellement. En conséquence, si la dimension de la bobine d'induction est constante, afin d'obtenir la relation entre la vitesse de déplacement v, l'épaisseur d de la paroi du tube et la température de chauffage T, la vitesse de déplacement v peut être remplacée par la densité superficielle d'absorption de puissance électrique p.
Ensuite différents essais ont été effectués en ce qui concerne l'épaisseur de la paroi du tube pour trouver la relation entre la température de chauffage et la densité superficielle d'absorption de puissance électrique et, comme résultat, on a trouvé que dans le cas où l'épaisseur de la paroi du tube est constante, la température de chauffage et la densité superficielle d'absorgion de puissance électrique sont en relation linéaire. Comme exemple de ce résultat, la relation entre la densité superficielle d'absorption de puissance électrique p (w/cm2) et la température de chauffage T (OC), dans le cas d'une épaisseur de paroi du tube de 12,7 mm et d'un diamètre externe du tube de 760 mm est représentée dans la figure 4. Dans la figure 4, le repère o représente la condition de chauffage lorsque la longueur de la partie de qualité inférieur al à l'extrémité du tube est égale ou plus petite que 2 x (épaisseur d de la paroi du tube) et le repère o représente la condition de chauffage lorsque la longueur ti est plus grande que 2d. Comme cela est évident à partir de la figure 4 la relation entre la densité superficielle limite d'absorption de puissance électrique Po et la température de chauffage T est une relation linéaire.
Les essais ci-dessus ont été effectués en ce qui concerne des gammes d'épaisseur de paroi du tube comprises entre 6 et 40 mm, de diamètre du tube comprises entre 500 et 1400 mm et des températures de chauffage comprises entre 300 et 9500C et chaque facteur de variation mentionné ci-dessus, a savoir la durée de chauffage, -la température de chauffage et ltepaisseur de la paroi du tube a été remplacé par l'absorption de puissance électrique sur la surface du tube et a été utilisé comme facteur représentatif et llana- lyse a été effectuée en le rapportant a la différence de température Comme résultat, on a découvert que l'absorption de puissance électrique sur la surface du tube correspondait a la densité de puissance électrique quand on la considérait d'un point de vue différent et, en conséquence, si la valeur de la surface unitaire du tube en acier était utilisée comme densité de puissance électrique, la durée du chauffage était presque proportionnelle a la température de chauffage et a l'épaisseur de la paroi du tube et était inversement proportionnelle a la densité de puissance électrique et, en conséquence, en contrôlant la relation de la densité de puissance électrique avec la température de chauffage et l'épais- seur de la paroi du tube, la différence de température dT de l'ex- trémité du tube pouvait entre réduite.Un exemple d'un tel résultat est illustré dans la figure 5.
La figure 6 représente la relation réelle entre la température de chauffage, l'épaisseur de la paroi de tube et la densité superficielle d'absorption de puissance électrique. La figure 6 represente la valeur limite Po de la densité superficielle d'absorp tion de puissance électrique nécessaire pour maintenir la tempéra- ture å l'extrémité du tube dans la différence de température AT a un degré pour lequel il nty a aucun problème du point de vue pratique. -Quand les caractéristiques limites représentées dans la figure 6 sont représentées par la densité superficielle d'absorption de puissance électrique Po (watt/cm2), la température de chauffage T (OC) et l'épaisseur de la paroi du tube d (mm), on peut obtenir une formule similaire a la formule empirique suivante
En conséquence, afin de réduire la variation de température de l'extrémité du tube, il est préférable de donner a la densité superficielle d'absorption de puissance électrique P une valeur supérieure à la valeur Po donnée par la formule empirique.A savoir l'énergie électrique de chauffage effective moyenne peut être telle que les conditions de densité superficielle d'absorption de puissance électrique satisfassent constamment la formule relative sui vante
A savoir afin d'atteindre le but de la présente invention1 on doit tout d'abord faire attention au réglage de conditions qui satisfassent la formule empirique lors de l'installation du four de chauffage par induction. Par exemple, la longueur efficace L de la bobine d'induction devra être réglée pour satisfaire à dans laquelle le symbole E représente l'absorption de puissance électrique et D représente le diamètre du tube. La longueur efficace de la bobine est généralement d'environ 1 à s m.
De plus, lors de I'exploitation,.on doit mettre en oeuvre des conditions qui assurent une densité superficielle d'absorption de puissance électrique qui satisfasse constamment la formule empirique.
Par exemple la puissance d'absorption électrique E du tube est réglée a E - sDLPo. De même, avant la mise en oeuvre, les conditions de fonctionnement ci-dessus mentionnées sont prédéterminées et, lorsque la vitesse de déplacement du tube d'acier et la puissance électrique à appliquer à-la bobine d'induction sont réglées aux valeurs fixées, il n'est pas particulierement nécessaire d'ajuster ces réglages durant le fonctionnement.
On connait des dispositifs d'étanchéité à anneau de glissement pour haute pression qui se composent de plusieurs joints d' étanchéité à anneau de glissement reliés entre eux par des détendeurs capillaires et qui ont pour rôle de mesurer les pressions.
De tels dispositifs présentent une série d'inconvénients qui sont provoqués aussi bien par la répartition de la pression entre les différents étages que par la construction propre des différents étages du système combiné de joints d'étanchéité à anneau de glissement. Pour pouvoir intercaler des détendeurs capillaires entre les différents étages du système combiné de joints d'étanchéité à anneau de glissement, il est nécessaire, soit d'introduire un complexe de circuits de liquide sous pression, soit de monter des refroidisseurs intermédiaires devant et derrière le capillaire, ce qui diminue la sécurité de fonctionnement du dispositif d' étanchéité à anneau de glissement.Les capillaires à diamètre constant laissent passer un débit de liquide constant quel que soit le régime de travail du dispositif d'étanchéité à anneau de glissement, de sorte que, lorsqu'il se produit un incident de fonctionnement au premier étage du système d'étanchéité, il n'est pas possible d'améliorer les conditions de fonctionnement aux deux autres étages. Les anneaux d'étanchéité non métalliques de la paire de frottement sont fixés de façon rigide, dans des montures en métal massif par pressage et collage, ce qui est la cause d'opérations technologiques supplémentaires, telles que le façonnage mécanique des anneaux après leur mise en place par collage et pressage, et soulève toute une série de problèmes dûs à la dégradation de l'effet exercé sur les anneaux non métalliques de la paire de frottement par les déformations de la monture en métal dues aux contraintes et à la chaleur.La durée de vie de la paire de frottement faite en matériaux de dureté différente est déterminée par la durabilité du matériau ayant la dureté la plus faible, qui diminue rapidement au fur et à mesure qu'augmente la pression à laquelle doit s'opposer le dispositif d'étanchéité. En intercalant des refroidisseurs intermédiaires devant et derrière les capillaires, on augmente le nombre d'éléments montés en série dont les coefficients de fiabilité sont différents, de sorte que la fiabilité résultante est un multiple des coefficients de fiabi lité des éléments individuels et a toujours une valeur inférieure au coefficient de fiabilité le plus faible des éléments individuels. En outre, ces dispositifs connus qui possèdent des refroidisseurs intermédiaires devant ou derrière le capillaire sont très encombrants, ce qui représente un autre inconvénient.
L'invention a donc pour but de réaliser un mode de construction du dispositif d'étanchéité à anneau de glissement qui fasse disparaitre les inconvénients et les défauts des dispositifs de ce genre connus, tout en améliorant la sûreté de fonctionnement du dispositif et en augmentant la durée de vie des éléments d'étanchéité.
Ce résultat est obtenu par l'invention avec un système d' étanchéité hydrodynamique axial à anneau de glissement constitué d'au moins deux étages d'étanchéité axiaux reliés entreeux par des détendeurs à capillaire, grace au fait que les capillaires intercalés dans les boucles de canalisations tubulaires. sont munis de ondaire chemises de refroidissement/qui comportent une conduite d'arrivée d'eau de refroidissement ainsi qu'une conduite d'évacuation d'eau de refroidissement secondaire, et grace au fait qu'il est prévu un palpeur de température intercalé dans la boucle de conduite tubulaire en avant des capillaires et adapté à actionner la vanne régulatrice montée dans la conduite d'arrivéè d'eau de refroidissement secondaire.
Selon un autre point remarquable de l'invention, le manchon métallique fixe et le manchon métallique rotatif de l'étage d' étanchéité sont munis, sur leurs surfaces de travail intérieures, de portée4 annulaires dans lesquelles se trouvent des rainures semi-circulaires, et l'anneau d'étanchéité non métallique rotatif ainsi que l'anneau d'étanchéité non métallique fixe sont munis des deux côtés de portées annulaires, la portée annulaire intérieure de l'un des deux anneaux d'étanchéité étant munie d'évidements en forme de segments.
Selon un développement particulièrement avantageux de 1 'in- vention, les extrémités ouvertes des rainures semi-circulaires, qui sont prévues sur la périphérie intérieure des portées annulaires du manchon fixe et du manchon rotatif, débouchent dans 1' espace de pression d'étanchéité la plus basse.
Un autre point remarquable de l'invention consiste en ce que les évidements en forme de segment, formés dans la périphérie extérieure des portées annulaires de l'un des deux anneaux d'étan chéité, débouchent dans l'espace de pression d'étanchéité la plus élevée.
Selon un mode de réalisation particulièrement favorable de l'invention, les anneaux d'étanchéité non métalliques sont faits en matériau de même dureté.
Les caractéristiques et avantages de l'invention ressortiront d'ailleurs de la description qui va suivre, à titre d'exemple, en référence au dessin annexé, dans lequel la figure 1 représente schématiquement en coupe axiale le dispositif d'étanchéité hydrodynamique axial à anneau de glissement constitué de trois étages d'étanchéité ; la figure 2 représente en coupe axiale un détail du capillaire la figure 3 représente l'étage d'étanchéité à glissement en coupe axiale la figure 4 est une coupe partielle du manchon rotatif la figure 5 est une vue partielle dans le sens de la flèche P de la figure 4 de la partie de travail du manchon la figure 6 est une vue en coupe partielle de l'anneau non métallique la figure 7 est une vue partielle dans le sens de la flèche S de la partie de travail de l'anneau non métallique représenté à la figure 6.