INPI-France/Brevets-Francais-2024-Chunked huggingface dataset:
X'=AX+B1W ...(75) Z1=C11X ...(76) Z2 = u ... (77) L'inégalité de Riccati dans la formule mentionnée précédemment (74) indique que le système à boucle fermée est stable de façon interne pour la modélisation généralisée et que le gain L2 est inférieur ou égal à y. C'est-à-dire que le gain L2 du système bilinéaire est déterminé par une valeur à l'origine (Z = 0) indiquée sur la figure 13. Ceci est dû au fait que le système bilinéaire est B2(0) = 0 à l'origine et que de ce fait l'entrée de commande "u" est sans influence au point que le gain L2 ne peut pas être amélioré à proximité de l'origine. La modélisation généralisée avec l'entrée de commande u étant égale à 0 (les formules (70) à (72)) coïncide également avec la modélisation généralisée approchée linéairement (les formules (75) à (77)). De ce fait, l'inégalité de Riccati dans la formule (74) indique que même dans le cas où l'entrée de commande "u" est égale à 0 pour la modélisation généralisée (les formules (70) à (72)), le système à boucle fermée est stable de façon interne et le gain L2 est inférieur ou égal à y. C'est-à-dire que même si la valeur d'état X a augmenté et que l'entrée de commande u est devenue efficace, dans le cas où un système de commande est conçu pour la modélisation généralisée (les formules (70) à (72)) avec une sortie de commande exprimée par les formules (78) et (79) indiquées ci-dessous, il est simplement garanti que le gain L2 ne devient pas supérieur à go même après avoir été multiplié par l'entrée de commande "u".
Z1 = C11X ...(78) Z2 = u ...(79) C'est-à-dire que si la sortie de commande est exprimée comme dans les formules mentionnées précédemment (78) et (79), les performances de la commande peuvent s'améliorer grâce à l'utilisation de l'entrée de commande "u" mais peuvent ne faire aucune différence en comparaison avec le cas u = 0. Ainsi, les pondérations non linéaires al(X) et a2(X) sont appliquées aux sorties de commande Zl et Z2 respectivement, d'où il résulte que les formules (80) et (81) sont établies comme indiqué cidessous. Ceci rend possible de concevoir un système de commande
destiné à rendre le gain L2 de l'installation plus proche de l'axe X qui représente le niveau d'origine au moyen des pondérations non linéaires à des emplacements éloignés de l'origine, comme indiqué par une ligne gi de la figure 13.
Zl=al(X)CllX ...(80) Z2=a2(X)u ...(81) Selon cette commande, le coefficient d'amortissement Cs de l'amortisseur 12 est divisé en le coefficient d'amortissement linéaire CsO et le coefficient d'amortissement non linéaire Cv, et le système de commande a été conçu en utilisant le coefficient d'amortissement non linéaire Cv en tant qu'entrée de commande "u". Comme indiqué sur la figure 14A, le coefficient d'amortissement linéaire CsO est approximativement établi à proximité du centre entre une courbe de caractéristiques de force d'amortissement minimum (correspondant à un taux d'ouverture d'orifice maximum) de l'amortisseur 12, et une courbe de caractéristiques de force d'amortissement maximum (correspondant à un taux d'ouverture d'orifice minimum) de l'amortisseur 12, et le gain de l'entrée de commande "u" est commandé conformément à une fréquence. Le coefficient d'amortissement Cs varie sur les côtés opposés du coefficient d'amortissement linéaire CsO, et la force d'amortissement obtenue à partir du coefficient d'amortissement linéaire CsO est conçue pour rester entre les courbes caractéristiques des forces d'amortissement minimum et maximum mentionnées précédemment. En conséquence, le coefficient d'amortissement non linéaire Cv peut être aisément déterminé conformément à une spécification de conception de l'amortisseur 12, et la commande de force d'amortissement peut être exécutée à l'intérieur d'une plage envisageable avec l'amortisseur réel 12. Par conséquent, la commande de force d'amortissement peut être exécutée comme on le souhaite. A titre de comparaison, la figure 14B indique une figure de forme d'onde de Lissajou dans le cas où le coefficient d'amortissement de l'amortisseur 12 est commandé sur la base de la théorie "skyhook" . Dans ce cas, la commande ne peut pas être exécutée à l'intérieur de la plage envisageable avec l'amortisseur réel 12, et il est impossible d'exécuter la commande comme on le souhaite.
En outre, si la force d'amortissement (le coefficient d'amortissement) de l'amortisseur 12 est prévue être commutée
par pas vers l'un d'une pluralité de stades, le coefficient d'amortissement linéaire mentionné précédemment CsO est établi de telle manière que la force d'amortissement déterminée par le coefficient d'amortissement linéaire CsO devient, à l'intérieur d'une plage de faibles forces d'amortissement, sensiblement égal à une force d'amortissement générée par un stade prédéterminé parmi les stades mentionnés précédemment de l'amortisseur 12.
Dans le système de suspension de ce type, dans une plage où la force d'amortissement est faible, la linéarité de la force d'amortissement par rapport à la vitesse relative est forte. En d'autres termes, il est tout à fait probable que le coefficient d'amortissement non linéaire calculé sera égal à "0". Ainsi, il est fortement probable que l'amortisseur 12 soit maintenu à un stade prédéterminé parmi les stades, et que la fréquence avec laquelle le coefficient d'amortissement est échangé diminue. De ce fait, une durée de vie élevée est permise pour l'amortisseur 12. b2. Exemple de calcul de la première modification Ensuite, un exemple de calcul de la première force d'amortissement cible Fd en utilisant la règle de commande à contre-réaction d'état non linéaire Hoo mentionnée précédemment sera décrit.
Dans ce cas, en plus des capteurs d'accélération de masse suspendue 21a, 21b, 21c et 21d, les capteurs de valeur de déplacement relatif 22a, 22b, 22c et 22d, le capteur de vitesse angulaire de tangage 23 et le capteur de vitesse angulaire de roulis 24, des capteurs de valeur de déplacement de pneu 25a, 25b, 25c et 25d et des capteurs d'accélération de masse non suspendue 26a, 26b, 26c et 26d qui sont prévus pour les roues FW1, FW2, RW1 et RW2 respectivement, sont reliés au dispositif de commande électrique 20, comme indiqué par des lignes en pointillé sur la figure 1. Cependant, la description qui suit traitera un exemple de calcul de la première force d'amortissement cible Fd d'une roue isolée représentative des roues FW1, FW2, RW1 et RW2. De ce fait, dans la description qui suit, les capteurs de valeur de déplacement de pneu 25a, 25b, 25c et 25d seront simplement appelés capteur de valeur de déplacement de pneu 25, et les capteurs d'accélération de masse non suspendue 26a, 26b, 26c et 26d seront simplement appelés capteur d'accélération de masse non suspendue 26. De la mêrr.e
manière, les capteurs d'accélération de masse suspendue 21a, 21b, 21c et 21d et les capteurs de valeur de déplacement relatif 22a, 22b, 22c et 22d seront simplement appelés capteur d'accélération de masse suspendue 21 et capteur de valeur de déplacement relatif 22, respectivement.
Le capteur de valeur de déplacement de pneu 25 détecte une valeur (Xpr - Xpw) de déplacement du pneu TR, qui est une valeur de déplacement relatif entre un déplacement de surface de route Xpr et un déplacement de masse non suspendue Xpw. Par exemple, la valeur de déplacement de pneu (Xpr - Xpw) est détectée sur la base des sorties provenant d'un capteur de contrainte destiné à détecter un taux de déformation du pneu, un capteur de pression destiné à détecter une pression d'air du pneu et autre. Le capteur d'accélération de masse non suspendue 26 est fixé à la roue WH et détecte une accélération de masse non suspendue Wpw" indicative d'une accélération verticale de la roue WH. Le microcalculateur dans le dispositif de commande électrique 20 exécute un sous-programme de calcul de première force d'amortissement représenté sur la figure 15 à des intervalles correspondants à un intervalle de temps prédéterminé au moyen du temporisateur incorporé, et calcule ainsi une première force d'amortissement cible Fd.
L'exécution du sous-programme de calcul de la première force d'amortissement est lancée à l'étape 200. A l'étape 202, des signaux de détection indicatifs de la valeur de déplacement de pneu (Xpr - Xpw), de la valeur de déplacement relatif (Xpw Xpb), de l'accélération de masse suspendue Xpb" et de l'accélération de masse non suspendue Xpw", sont appliqués en entrée depuis le capteur de valeur de déplacement de pneu 25, le capteur de valeur de déplacement relatif 22, le capteur d'accélération de masse suspendue 21 et le capteur d'accélération de masse non suspendue 26, respectivement.
Ensuite, à l'étape 204, l'accélération de masse suspendue Xpb" et l'accélération de masse non suspendue Xpw" sont intégrées par rapport au temps, d'où il résulte qu'une vitesse de masse suspendue Xpb' et une vitesse de masse non suspendue Xpw' sont calculées. De même, la valeur de déplacement relatif (Xpw - Xpb) est différentiée par rapport au temps, d'où il résulte qu'une vitesse relative (Xpw' - Xpb') est calculée.
Ensuite, à l'étape 206, les termes Bp2(Xp) et Dpl2(Xp) sont calculés conformément aux formules mentionnées ci-après (82) et (83), qui sont identiques aux formules mentionnées précédemment (32) et (38) en utilisant la vitesse relative (Xpw' - Xpb').
B2(X) est alors calculé conformément à une formule mentionnée ci-après (84), qui est identique à la formule mentionnée cidessus (55) en utilisant Bp2(XP) et Dpl2(Xp).
Dans les formules mentionnées précédemment (82) et (83), Mw et Mb représentent une masse de la roue WH et une masse de la caisse du véhicule BD, respectivement. Dans la formule mentionnée précédemment (84), Bw et Bu représentent des matrices de coefficients se rapportant aux pondérations de fréquences Ws(S) et Wu(S) établies dans les formules mentionnées précédemment (45) et (47), respectivement. Ces matrices de coefficients sont des matrices de constantes qui sont mémorisées à l'avance dans le microcalculateur.
Gène GS911370 Acide(s) nucléique(s) Il a été isolé selon l'invention un ARN messager correspondant à un transcrit du gène désigné ici sous le n GS911370.
La séquence nucléique de l'ADNc correspondant à ce transcrit constitue la séquence SEQ ID N 12.
La séquence SEQ ID N 12 a une longueur de 775 nucléotides.
Cette séquence comprend un cadre ouvert de lecture partiel (ORF) allant du nucléotide en position 1 au nucléotide en position 144 de la séquence SEQ ID N 12.
Une homologie en nucléotides a été retrouvée avec les séquences suivantes : # 96% d'homologie sur 229 pb (position 52-280 pb) avec la séquence GenBank: gi#1022224# - Fragment Mse1 d'ADN génomique d'Homo sapiens, contenant un ilot CpG ( clone 92e10, lecture inverse de cpg92e10.rt1a) # 100% d'homologie sur 145 pb (position 1-144 pb) avec la séquence GenBank: gil4598331 de l'ARNm humain de la sous unité béta du complexe Sec61.
Les analyses d'expression du transcrit de séquence SEQ ID N 12 ont été réalisées par RT PCR, comme décrit dans l'Exemple 1. Ces analyses effectuées à partir d'ARN polyA+de différents tissus ont permis de montrer que le gène GS911370 était exprimé dans le cerveau foetal.
De plus, une analyse de l'expression du transcrit par Northern blot, selon le protocole décrit de l'Exemple 1, à l'aide respectivement des sondes de séquence SEQ ID N 62 et 63, a révélé la présence de transcrits dans le blot commercialisé par la Société Clontech (Ref. N 7759-1).
La taille des transcrits détectés avec la sonde de séquence SEQ ID N 62 ainsi qu'avec la sonde de séquence SEQ ID N 63 est de 7,4 kb dans le pancréas.
Polypeptide codé par l'acide nucléique de séquence SEQ ID N 12 Le cadre ouvert de lecture partiel de la séquence d'acides nucléiques SEQ ID N 12 code potentiellement pour un polypeptide de 48 aminoacides de longueur constituant la séquence SEQ ID N 77.
Homologies observées au niveau de la séquence protéique : Cette ORF potentielle (48 aa) possède une identité sur 33 aa (position 16- 48 aa) avec la protéine de transport sous unité béta du complexe Sec61 humaine dont les séquences sont sp#P38391#, gb#AAA19639.1#, PIR: (Séquences PIR non redondantes, version 57)ISIS42410 et 18652 p34.2 (1) respectivement dans les bases de données Swissprot (version 36, dernière remise à jour du 3 mai 1999))Genpept: (traduction de Genbank v110 et 111, dernière remise à jour le 7 mai 1999), PIR: (SEQUENCES PIR NON REDONDANTES, VERSION 57) non-redondante et PRODOM: (domaines homologues détectés dans Swissprot, version 34. 2, novembre 1997).
Cette identité est retrouvée dans les différentes bases de données protéiques ( PIR: (SEQUENCES PIR NON REDONDANTES, VERSION 57), PRODOM : homologues détectés dans Swissprot, version 34. 2, novembre 1997)) et les traductions de Genbank et EMBL (TrEMBL (SP-TrEMBL, version 7, novembre 1998), Genpept : de Genbank v110 et 111, dernière remise à jour le 7 mai 1999)).
Fonction putative : Le complexe de protéines sec61 est un composant central de la machinerie cellulaire de translocation des protéines naissantes dans le réticulum endoplasmique. Le gène GS911370 pourrait donc être, de part
son homologie avec la sous unité beta du complexe sec61, un gène codant pour un nouveau composant de cette machinerie. Par conséquent son rôle possible dans la translocation des protéines et par conséquent du trafic des protéines impliquées dans le mécanisme d'efflux du cholestérol en fait un gène d'intérêt dans l'étude du déficit observée chez les patients Tangier/FHD.
Le polypeptide de séquence SEQ ID N 77 est ainsi susceptible d'intervenir dans la régulation du flux de cholestérol, et plus particulièrement de la maladie de Tangier ou encore des déficiences familiales en HDL.
Le polypeptide de séquence SEQ ID N 77 est donc susceptible d'intervenir dans une étape importante impliquée dans le transport inverse du cholestérol par les HDL.
Gène GS913920.
Acide(s) nucléique(s) Il a été isolé selon l'invention un ARN messager correspondant à un transcrit du gène désigné ici sous le n GS913920.
La séquence nucléique de l'ADNc correspondant à ce transcrit constitue la séquence SEQ ID N 13.
La séquence SEQ ID N 13 a une longueur de 491 nucléotides.
Cette séquence comprend un cadre ouvert de lecture (ORF) partiel allant du nucléotide en position 113 au nucléotide en position 490 de la séquence SEQ ID N 13.
Les analyses d'expression du transcrit de séquence SEQ ID N 13 ont été réalisées par RT PCR, comme décrit dans l'Exemple 1. Ces
analyses effectuées à partir d'ARN polyA+de différents tissus ont permis de montrer que le gène GS913920 était exprimé dans le foie et le coeur.
Polypeptide codé par l'acide nucléique de séquence SEQ ID NO 13 Le cadre ouvert de lecture de la séquence d'acides nucléiques SEQ ID N 13 code potentiellement pour un polypeptide de 126 aminoacides de longueur constituant la séquence SEQ ID N 78.
Aucune homologie significative avec BLAST n'a été retrouvée avec les séquences référencées dans les bases de données Genpept: (traduction de Genbank v110 et 111, dernière remise à jour le 7 mai 1999), TrEMBL (SP-TrEMBL, version 7, novembre 1998), PRODOM: (domaines homologues détectés dans Swissprot, version 34. 2, novembre 1997), Swissprot (version 36, dernière remise à jour du 3 mai 1999), PIR: (SEQUENCES PIR NON REDONDANTES, VERSION 57) et PDB: (PROTEIN DATA BANK, FEVRIER 1999).
Le polypeptide de séquence SEQ ID N 78 est susceptible d'intervenir dans la régulation du flux de cholestérol, et plus particulièrement de la maladie de Tangier ou encore des déficiences familiales en HDL.
Le polypeptide de séquence SEQ ID N 78 est donc susceptible d'intervenir dans une étape importante impliquée dans le transport inverse du cholestérol par les HDL.
Gène GS91437.
Acide(s) nucléique(s)
Il a été isolé selon l'invention un ARN messager correspondant à un transcrit du gène désigné ici sous le n GS91437.
Par la suite, on ne décrit que la configuration avec les signaux transitant entre les faces.
1.2 Géométrie Sur la figure 1, on a représenté le vecteur P qui est un vecteur normal au plan de l'antenne et qui correspond au pointage physique que celle-ci réalise.
On a également représenté un repère orthonormé AXYZ où A correspond à un point au centre de l'antenne, AY correspond à la direction de la vitesse des satellites 1 et 2, AZ étant dirigé vers le centre de la terre.
Le vecteur P est défini par un angle a entre AY et sa projection dans le plan AXY, ainsi que par un angle 6 qui est l'angle qu'il fait avec cette projection.
La direction R de visée de l'antenne est définie quant à elle par les angles a.' et 8'.
Sur la figure 1, on a également porté les axes Px, Py et Pz qui correspondent aux axes AX, AY et AZ après rotation d'un angle a autour de AZ, puis rotation d'un angle 6 autour de .la direction Px ainsi obtenue.
On également porté les axes Rx, Ry et Rz qui correspondent aux axes AX, AY, AZ après rotation d'un angle a autour de AZ, puis rotation d'un angle 8 autour de la direction Rx. 1.3 Comportement vis à vis des déformations de l'antenne d'un satellite prisme Une antenne peut être modélisée par un champ de déformations (de type non-planeité) 8p selon P autour d'un plan moyen que l'on suppose dans un premier temps normal à P, les erreurs d'attitude du plan moyen seront analysées ensuite. Les déformations coplanaires (normales à P) sont par nature beaucoup plus faibles et supposées pouvoir être contenues dans les limites souhaitables. Elles ne sont ici par prises en considération.
L'auto-compensation est atteinte quand pour tout point de l'antenne, le point correspondant projeté selon R dans un plan d'onde normal à R voit l'onde avec une phase inchangée, c'est à dire que la somme des distances de l'illuminateur à l'antenne selon Y et de l'antenne au plan d'onde selon R reste inchangée, ce qui veut dire encore que les projections de 8p selon R et selon Y doivent être égales, ou encore les deux vecteurs AY et R sont sur un cône orthogonal au plan de l'antenne.
Cette condition se traduit sur le calage physique de l'antenne (0, a) par l'équation suivante Cos(P.AY) = COS(a) COS(8) -Cos(P.R) = COS(e) Cos(0') Cos(a'-a) + Sin(0') Sin(0) = Cos(@), avec @ = incidence de l'onde sur le prisme identique côté illumination (arrière) et côté mission (avant).
L'illuminateur étant situé sur l'axe roulis, la condition d'auto- compensation est insensible à une rotation roulis du prisme et de l'axe mission R.
Si Ay, P et R sont coplannaires, le prisme est dit direct. II est, ou se ramène après rotation roulis du prisme et de R, dans une configuration avec une seule déviation 0'(a'=0). Sinon, le prisme est dit croisé et combine deux déviations 0' et a', le prisme croisé n'étant pas plus difficile à réaliser que l'autre.
Un prisme direct réalise une déviation 2@, le prisme se situe alors dans le plan bissecteur de Ay et R.
Différents types de satellites de télécommunication ou radar à antennes RF peuvent être utilisés comme satellite prisme.
On notera que dans tout le présente texte, le terme radar inclut l'ensemble de l'observation ou détection radiofréquence, passive ou active. Dans le cas d'un satellite de télécommunication, on vise généralement autour du nadir (a' quelconque, 0' est de l'ordre de 90 ). II faut alors le couple (0= 45 , (x= 0 ). Le prisme est direct. L'illumination comme le rayonnement mission utilisent l'antenne dans un rapport 0,7 dans la dimension est/ouest (cas géostationnaire), il n'y a pas de perte d'efficacité dans l'autre direction. Pour une mission télécommunication dont la visée s'écarte du Nadir par une combinaison d'écart tangage et roulis, il faut modifier l'attitude du prisme 1 et l'amener à une incidence @ par rapport à l'illumination ( au lieu de 45 si Nadir) telle que 2 @ =angle entre AY et projection de R sur YAZ, puis il faut faire tourner le prisme de l'écart roulis. Cela reste un prisme direct. Dans le cas d'un satellite radar à antenne latérale, on a typiquement a' = 90 ou -90 , 0' =45 +I- 10 ). Cela est obtenu à partir du cas qui précède par une rotation roulis de 45 . La longueur effective de l'antenne " (dimension projetée le long du vecteur vitesse V) est dans le rapport 0,7 d'une des dimensions, la hauteur de l'antenne (dimension normale à P et V) est l'autre dimension de l'antenne. La mission comme l'illumination utilisent l'antenne dans le rapport 0,7.
Dans le cas d'un satellite Radar de type VOILE, c'est à dire dans lequel a' = +l-90 , 0= 0, 0' =45 +l- 10 , la condition est obtenue avec un angle a de 55 . Le prisme est croisé. Une structure de satellite VOILE a en particulier été décrite dans la demande de brevet FR 96 03434 de la demanderesse. La longueur effective pour la mission est dans le rapport 0.82, la hauteur effective est dans le rapport 0.7. L'efficacité d'utilisation de la sûrface est de 0,57 à l'avant comme à l'arrière. On remarque qu'en version satellite prisme 1 la géométrie de Voile réduit son handicap d'efficacité de surface par rapport à la géométrie latérale (0.58l0.7 au lieu de 0.7l1). Avec un angle a' de 45 , l'équilibre est obtenu avec un lacet a de 45 ; cela peut être intéressant car l'antenne n'a plus besoin de dépointer en lacet (a' = a).
Dans le cas d'un Radar à visée bilatérale, une géométrie proche de celle des télécom permet de faire des observations radar de chaque coté de la trace (a' proche de -90 ou de 90 , 0'=45 +l- 10 ). II faut (0= 55 , a= 0 ), ce qui correspond à une géométrie VOILE ci dessus après une rotation roulis de 90 . On appellera cette géométrie "Radar horizontal" par la suite. II s'agit d'une prisme croisé.
On recouvre le démarreur selon la première forme de réalisation avec une console frontale 20, une console centrale 30 et une console arrière 40 et présente un aspect extérieur en forme de balle. De plus, une ouverture est formée pour recevoir une couronne dentée 50. Dans le démarreur, on dispose un moteur à courant continu M, un arbre de sortie 1 entraîné par le moteur à courant continu M. On dispose une commutation électromagnétique en forme de noyau 2, une roue libre 3, un plongeur (noyau mobile) 4, etc., autour de l'arbre de sortie 1.
A savoir, le démarreur selon la première forme de réalisation possède une structure telle que la commutation électromagnétique 2, la roue libre 3 et le plongeur 4 sont coaxialement disposés sur l'arbre de sortie 1. Ceci est appelé un démarreur de type coaxial.
Le démarreur dans la première forme de réalisation utilise un arbre de sortie 1 qui est formé à partir d'acier inoxydable martensitique qui a été traité thermiquement, par exemple, par l'intermédiaire d'un traitement de durcissement à fréquence élevée par micro- onde.
Quand on le traite thermiquement, l'acier inoxydable martensitique possède une résistance mécanique élevée mais est fortement magnétisé.
Toutefois, sa perméabilité relative est inférieure à d'autres matières magnétiques à résistance mécanique élevée (par exemple, les matières ferreuses) de plus de plusieurs dizaines à 200 fois et le champ magnétique autour de la commutation électromagnétique est moins affecté (la perméabilité relative de matières ferreuses est de plusieurs milliers, mais celle d'acier inoxydable martensitique trempé utilisé dans la première forme de réalisation est d'environ 100).
La figure 2 est un graphique de comparaison de forces d'attraction initiales dans des matières utilisées pour l'arbre de sortie 1 selon la présente invention quand une valeur de la force d'attraction initiale (la force d'attraction quand le plongeur commence à se déplacer) d'un arbre de sortie formé à partir d'une matière non magnétique avec une perméabilité relative #i de 0, vaut 100.
Comme il est clair d'après la figure 2, la perméabilité relative g d'acier inoxydable martensitique traité thermiquement est de 100 et sa force d'attraction est de 97.
En conséquence, on obtient la même force d'attraction initiale comme quand un arbre de sortie est formé en utilisant une matière non magnétique.
La figure 3 présente la relation d'une distance (intervalle) entre le plongeur 4 et un noyau inducteur 2c de la commutation électromagnétique 2 avec une force d'attraction pour attirer le plongeur 4 au niveau du côté du noyau inducteur 2c.