INPI-France/Brevets-Francais-2024-Chunked huggingface dataset:
Dans cet exemple de réalisation non limitatif, la longueur Y niveau haut de la dent de marquage 3m est supérieure à la longueur X niveau haut de chacune des autres dents 3.
Dans un exemple non limitatif, l’intervalle entre deux dents formé par une longueur Z entre le front 4 de dent descendant et le front 4 de dent montant de deux dents adjacentes, dite longueur Z niveau bas, est d’au moins 4 mm.
La dent de marquage 3m présente : un front 4 de dent montant espacé d’un front 4 de dent descendant d’une première dent adjacente 3 1 par une première longueur Z 1 niveau bas, et un front 4 de dent descendant espacé d’un front 4 de dent montant d’une seconde dent adjacente 3 2 par une deuxième longueur Z 2 niveau bas.
Comme le pas angulaire α est régulier, la première longueur Z 1 niveau bas équivalente au pas angulaire α moins la longueur Y niveau haut de la dent de marquage 3m est plus faible que la deuxième longueur Z 2 niveau bas équivalente au pas angulaire α moins la longueur X niveau haut de la seconde dent adjacente 3 2 .
La présente invention se caractérise par la forme dite en « C », de son élément élastique ; cette forme précise, est dessinée à base de portion(s) d’ellipse, comme le montre la .
La ligne immatérielle, passant par les zones de chargement respectivement (11), (11’) est désignée par le repère (5).
La est une vue, très schématique, d'un mode de réalisation d’un ressort en oméga selon l'invention.
Le ressort en oméga est constitué par des nappes de ruban composite unidirectionnel (composés de fibres (ou stratifils) et de matrice) allant, de façon ininterrompue, de l’extrémité (11) du ressort à l’extrémité opposée (11’), dudit ressort.
L’on désigne : par extrados, le coté extérieur de l’oméga, où se trouve la nappe (1), et par intrados le coté intérieur de l’oméga où se trouve la nappe (2).
Dans le cas du ressort de la Il y a donc, principalement, une nappe extérieure (1), qui travaille en traction pure et une nappe intérieure (2) qui travaille en compression pure ; chaque nappe peut être, elle-même, constituée d’une ou plusieurs couches (sous nappe) de composite.
Dans le cas du ressort de la Il y a donc, principalement, une nappe (1) qui est tanto extérieure et qui travaille en traction pure et tanto intérieure, elle travaille alors en compression pure ; réciproquement la nape (2) travaille en opposition avec la nape (1) elle est donc d’abord en compression puis en tension.
Dans le cas du ressort de la Il y a une répétition du cas de la sur toute la hauteur du dit ressort, c’est-à-dire entre (10) - (10’’) et (10’) - (10’’’)
Dans le cas du ressort de la , on désigne par abscisse curviligne la ligne partant de l’extrémité (11) à l’extrémité (11’) des nappes, ligne située à égale distance entre les nappes (1) et (2).
On désigne par axe de symétrie (4) du ressort élémentaire de la , la ligne partant de l’apex (7) et perpendiculaire à l’axe (5).
On désigne par apex le point de l’extrados du ressort le plus éloigné de l’axe (5), dans le plan du ressort de la .
Dans le cas de la , entre les nappes (1) et (2) il existe, préférentiellement, une entretoise (3) qui permet de moduler la distance séparant les nappes (1) et (2). Le rôle de cette entretoise est d’optimiser la déformation relative locale des nappes (dl/l = dite « epsilon »), le long de l’abscisse curviligne, de façon à maitriser la valeur de l’epsilon local, et tout particulièrement de l’epsilon des fibres de surfaces du ruban en tension. Le but étant, préférentiellement, de maintenir une valeur, d’epsilon de surface, la plus proche possible du maximum souhaité, pour un cas de chargement choisi, sur la plus grande longueur possible de ladite abscisse curviligne.
En d’autres termes, dans le cas de la , pour une charge F1 et une distance D1, entre la section locale considérée S1 et l’axe de chargement (5), du dit ressort, l’épaisseur locale de l’entretoise (3) est modulée pour, préférentiellement, maitriser le moment de flexion local M1 (égal au produit F1 par D1) appliqué à la section locale (S1) de ressort considéré. Si H1 est l’épaisseur locale de la section S1, si L1 est la largeur du ressort, et Igz1 le moment quadratique local et si, à titre de simplification, on considère ici que l’entretoise (3) et que les nappes (1) et (2), sont constituée du même composite, on a donc un Igz1 local égal à (L1*H13)/12 = Igz1. Le but est préférentiellement de garder le ratio R1 = M1/ Igz1 le plus constant possible sur la plus grande distance curviligne possible. Ce type de calcul, en plus précis, se conduit aisément, soit à l’aide d’un logiciel tableur, soit grâce au calcul par éléments finis ; une telle activité est facilement accessible à l’homme de l’art.
L’entretoise (3), dans le cas de la , peut être réalisée en toute matière allant d’un caoutchouc à de la matrice pure (thermodurcissable ou thermoplastique) ce peut être également de la matrice pure chargée de fibres unidirectionnelle ou courtes. Une configuration préférable consiste à réaliser ladite entretoise (3) en empilant des sections de rubans de composite fibre-matrice, préférablement unidirectionnel de longueur différente d’une section de ruban à l’autre de façon à obtenir la loi de variation d’épaisseur souhaitée.
Sur le même principe, dans le cas du ressort soufflet de la , les entretoises sont à calculer de façon à maitriser le ratio R1 = M1/ Igz1 en le maintenant le plus constant possible sur la plus grande distance curviligne possible pour chaque entretoise de type 3.
Dans un autre mode de réalisation de ce mode de réalisation, une forte teneur en Cu est avantageuse pour recycler des alliages avec une forte teneur en impureté en Fe, Mn et Cr et pour obtenir des hautes limites élastiques après 2% d’allongement puis 20 minutes à 185°C. Une forte teneur en Cu correspond à une composition dont la valeur minimum, parmi les valeurs de minimum pré citées, est supérieure ou égale à 1.00%. Une forte teneur en impureté en Fe, Mn et Cr correspond aux compositions précités de ces éléments dont la somme du maximum de ces éléments respectent l’inégalité ,.
Exemples Des plaques de fonderie ont été coulée par coulée semi continue verticale selon les compositions de tableau 1. Les plaques 1, 2, 3 et 4 sont des exemples de l’invention.
Les plaques 1 à 4 sont des plaques industrielles, d’épaisseur 660mmpour les plaques 1 et 2, et d’épaisseur 525mm pour les plaques 3 et 4.
Les plaques 5 à 9 sont des plaques de laboratoire de 50mm d’épaisseur.
Plaque Si Fe Cu Mn Mg Cr Zn Ti 1 1,25 0,20 0,84 0,15 0,33 0,01 0,01 0,090 2 1,27 0,19 0,81 0,15 0,40 0,01 0,01 0,090 3 1,18 0,17 0,86 0,08 0,39 0,008 0,006 0,100 4 1,23 0,16 0,84 0,09 0,28 0,008 0,006 0,100 5 1,32 0,25 1,36 0,21 0,29 0,03 0,020 6 1,31 0,24 0,83 0,20 0,27 0,03 0,020 7 1,26 0,12 0,72 0,06 0,27 0,01 0,020 8 1,28 0,25 0,77 0,21 0,28 0,03 0,020 9 1,27 0,24 0 0,21 0,27 0,03 0,020
Ces plaques de fonderie ont ensuite été homogénéisées, laminées à chaud, laminées à froid en bandes qui ont été mises en solution puis trempées suivant les paramètres du tableau 2 et du tableau 3. Les plaques 3 et 4 ont subies un refroidissement entre la sortie de l’homogénéisation et le début de laminage à chaud avec une vitesse de 250°C/h.
Plaque Homogénéisation Laminage à chaud durée (h) Température (°C) T-entrée (°C) Epaisseur sortie (mm) Température sortie (°C) 1 44 550 545 6,4 342 2 68 550 544 3,6 342 3 3 560 412 4,0 279 4 3 560 408 4,0 271 5 8 550 550 3,9 300 6 8 550 550 3,9 300 7 8 550 550 3,9 300 8 8 550 550 3,9 300 9 8 550 550 3,9 300
Les paramètres de laminage à froid sont donnés dans le tableau 3.
Plaque LAF Epaisseur sortie (mm) Réduction (%) 1 2,2 65% 2 1,0 72% 3 1,2 70% 4 1,2 70% 5 1,2 69% 6 1,2 69% 7 1,2 69% 8 1,2 69% 9 1,2 69%
La mise en solution et la trempe ont été réalisées suivant les paramètres du tableau 4.
La vitesse de trempe des bandes trempées dans l’air fut de 30°C/s.
Les bandes ont ensuite été mises en solution, trempées et pré revenues selon le tableau 4. Les bandes 3 et 4 ont été coupées en plusieurs morceaux qui ont subies des traitements différents. Les bandes 1 et 2 furent trempées jusqu’à la température de 70°C, les bandes 3 et 4 furent trempées jusqu’à la température de 50°C. Les bandes 31, 41, 5, 6 7, 8, et 9 furent trempées jusqu’à la température de 25°C. Les pré revenus sont réalisés soit par exposition de la bande à une température pendant la durée du tableau 4, soit par bobinage de la bande, la bobine obtenue refroidissant à la température ambiante d’environ 21°C en 24 heures.
Mise en solution et trempe pré revenu plaque bande Température (°C) Durée (s) trempe pre-revenu (°C) pre-revenue 1 1 547 27 Eau 71 bobine 2 2 550 25 Air 65 bobine 3 30 548 19 Air 62 bobine 3 31 550 60 eau 80 8h 4 40 552 22 air 62 bobine 4 41 550 60 eau 80 8h 5 5 550 60 eau 85 8h 6 6 550 60 eau 85 8h 7 7 550 60 eau 85 8h 8 8 550 60 eau 85 8h 9 9 550 60 eau 85 8h
Les bandes 6, 7, 30 et 40 ont été exposées à un test de corrosion inter granulaire après 20 minutes à 185°C. La présence de Ti dans les bandes 30 et 40 permet de limiter la corrosion inter granulaire à une profondeur inférieure à 150µm par rapport aux bandes 6 et 7 comme montré sur la .
Etat T4 BH bande Maturation (jour) R0.2 (MPA) Rm (MPa) Ag (%) A50 (%) n4-6 (%) n10-15 (%) r10 (%)% LDH (mm) R,02 1 3 130 263 24,3 30,7 0,30 0,28 0,5 32,6 244 2 6 140 291 25,2 29,0 0,30 0,29 1,2 264 30 8 132 277 27,5 29,9 0,30 0,30 1,5 28,3 235 31 10 139 290 27,0 32,1 0,30 0,30 1,4 28,0 255 40 8 122 264 26,0 28,0 0,30 0,29 1,6 28,5 202 41 10 117 265 25,1 32,1 0,32 0,31 1,5 28,3 224 5 10 153 304 25,7 29,6 0,31 0,30 0,6 28,6 226 8 10 138 279 24,4 28,1 0,32 0,29 0,6 27,4 225 9 10 115 236 21,8 26,3 0,30 0,26 0,5 26,1 209
Les bandes 1, 2, 30, 40, 5, 8 et 9 à l’état T4 ont été caractérisées en formabilité avec le test de LDH ainsi que leur propriété mécanique au tableau 5. La dernière colonne est le R0,2 mesuré après 2% d’allongement puis 20 minutes à 185°C. Les valeurs de LDH sont la valeur moyenne de la mesure dans le sens de laminage et de la mesure dans le sens travers de laminage. Les autres propriétés mécaniques furent mesurées dans le sens travers du laminage.
Dans un exemple de réalisation non limitatif, la longueur X niveau haut peut par exemple être d’au moins 2,5 mm et la longueur Z 1 niveau bas peut être d’au moins 4 mm.
De manière générale, chacune des longueurs niveau haut et niveau bas sont déterminées en fonction du capteur 5 utilisé de manière à ce que l’amplitude du signal magnétique lu par le capteur 5 soit suffisamment grande.
La montre une représentation schématique 10, sous forme linéaire, de six fronts 4 de dent montants et six fronts 4 de dent descendants, formant six dents de la cible dentée 1 illustrée à la . Plus particulièrement, cette représentation montre dix fronts 4 de dent correspondant à cinq dents 3 et deux fronts 4 de dents correspondant à la dent de marquage 3m. On peut noter que la longueur Y niveau haut de la dent de marquage 3m est supérieure à la longueur X niveau haut des autres dents 3.
La montre également un exemple de signal magnétique 11 généré par le capteur 5 associé à la cible dentée 1. Ce signal magnétique 11 est aussi appelé signal magnétique CRK (pour « crank » de l'anglais « crankshaft » qui signifie vilebrequin). Dans l'exemple représenté, le signal magnétique 11 correspond à une fenêtre de mesure limitée qui comprend notamment la dent de marquage 3m de la cible dentée 1 et qui est obtenue pour une vitesse de rotation constante de cette cible dentée 1.
La valeur du signal magnétique 11 est maximale lorsque le capteur 5 est en face d'un front 4 de dent montant d’une dent 3 ou de la dent de marquage 3m et minimale lorsque le capteur 5 est en face d'un front 4 de dent descendant d’une dent 3 ou de la dent de marquage 3m.
Un seuil magnétique haut 12 prédéterminé est également illustré. Le seuil magnétique haut 12 prédéterminé peut par exemple être compris entre 70% et 90 % de la valeur maximale du signal magnétique 11.
Un seuil magnétique bas 13 prédéterminé est en outre illustré. Le seuil magnétique bas 13 prédéterminé peut quant à lui être compris entre 10% et 30% de la valeur maximale du signal magnétique 11.
La montre également un signal 14 illustrant des impulsions électriques 15. Il convient de noter que l’impulsion électrique 15 correspondant au front 4 de dent descendant de la dent de marquage 3m est différent des autres impulsions électriques 15 correspondant aux autres fronts 4 de dent descendants.
Les différentes représentations de la sont décrites en association avec le procédé 100 selon un aspect de l’invention illustré à la .
Le procédé 100 selon cet aspect de l’invention comporte une étape, exécutée par le capteur 5, de détecter 101 le passage des fronts 4 de dents de la cible dentée 1 devant lui par une interprétation du signal magnétique 11 lu en réponse au passage des fronts 4 de dents. Un front 4 de dent montant est détecté lorsque le signal magnétique 11 dépasse à la hausse le seuil magnétique haut 12 prédéterminé et un front 4 de dent descendant est détecté lorsque le signal magnétique 11 dépasse à la baisse le seuil magnétique bas 13 prédéterminé.
Le procédé 100 comporte en outre une étape, exécutée par le capteur 5, de mesurer 102 à partir du signal magnétique 11, pour chaque dent n, un temps de passage Tm avec m=2n séparant un front 4 de dent montant d’un front 4 de dent descendant de la dent n, et un temps de passage Tm-1 séparant un front 4 de dent descendant d’une dent précédente n-1 dudit front 4 de dent montant de ladite dent n.
Le procédé 100 comporte en outre une étape, exécutée par le capteur 5, de déterminer 103 une position angulaire de référence de la cible dentée 1 en fonction d’une pluralité de temps de passage Tm mesurés.
Dans une mise en œuvre non limitative, l’étape de déterminer 103 une position angulaire de référence de la cible dentée 1 en fonction d’une pluralité de temps de passage Tm mesurés comporte les sous étapes de : pour chaque temps de passage Tm déterminé, déterminer 103a un ratio Rm, le ratio Rm étant égal à (Tm-1)²/(Tm*Tm-2) ; avec Tm-2 correspondant au même front envisagé sur la dent précédente, et Tm-1 le front opposé immédiatement précédent. si le ratio Rm déterminé est inférieur à un ratio de référence Rref, identifier 103b une position angulaire de référence de la cible dentée 1 correspondant à un front 4 de dent de la dent de marquage 3m.
La est un tableau représentatif de ratios Rm déterminés pour une cible dentée 1 munie de soixante dents. Dans cet exemple, la longueur niveau X niveau haut est définie par un angle de 0,96 degré (ou °CRK) et la longueur Y niveau haut de la dent de marquage 3m est définie par un angle de 4,47 degrés (ou °CRK).
Comme le pas angulaire α est de six degrés, la longueur Z niveau bas 6-X est définie par un angle de 5,04 degrés et la longueur Z niveau bas 6-Y est définie par un angle de 1,53 degré.
On peut voir que le ratio Rm d’une valeur de 27,56 associé à un front descendant d’une dent présentant une longueur X niveau haut formée par un angle de 0,96 degré est cinquante fois supérieur au ratio Rm d’une valeur de 0,55 de la dent de marquage 3m présentant une longueur Y niveau haut formée par un angle de 4,47 degrés. Une telle différence est évidemment remarquable et permet au capteur 5 de déterminer la position angulaire de référence, correspondant dans cet exemple au front 4 de dent descendant de la dent de marquage 3m.
iv) compatibles avec les réglementations idoines en matière de produits biologiques, et/ou
v) dont au moins un des constituants joue le rôle d’agent technique (par exemple d’agent de compression) - qui plus est conforme aux réglementations idoines en matière de produits biologiques - évitant ainsi de devoir procéder à l’ajout d’agent(s) technique(s) conventionnel(s) (par exemple d’agent(s) de compression) en fin de procédé de préparation, dans le cadre de la mise au point d’une forme solide nécessitant traditionnellement un tel ajout (par exemple lors du procédé de formulation de comprimés par compression, lors de l’étape de séchage ou postérieurement à celle-ci).
La présente invention vise à répondre à ce besoin. Celle-ci concerne un solvant eutectique d’origine naturelle, en particulier un solvant eutectique profond d'origine naturelle, tel qu’un solvant eutectique profond d'origine naturelle supramoléculaire, ledit solvant comprenant (ou consistant essentiellement en ou consistant en) :
au moins un glucide d’origine naturelle polymérisé acyclique (GNPa) (en tant que composé ALH), et une pluralité d’acides organiques d’origine naturelle différents, ladite pluralité b) comprenant l’acide malique et l’acide citrique (en tant que composés DLH) ;
ledit au moins un GNPa étant sélectionné parmi :
les oligosaccharides et/ou polysaccharides homogènes non cycliques, les oligosaccharides et/ou polysaccharides hétérogènes non cycliques, et leurs mélanges.
En effet, les inventeurs ont découvert que la combinaison des constituants a) et b) tels que définis supra permettait de préparer un solvant eutectique profond d’origine naturelle (tel qu’un solvant eutectique profond d’origine naturelle supramoléculaire) répondant au besoin susvisé.
Les susdits oligosaccharides comprennent de 2 à 10 résidus osidiques, préférablement de 3 à 10 résidus osidiques (par exemple de 4 à 9 résidus osidiques). Les susdits polysaccharides, quant à eux, comprennent au moins 11 résidus osidiques.
Selon un mode de réalisation, la susdite pluralité d’acides organiques d’origine naturelle différents b) consiste essentiellement en, ou consiste en, l’acide malique et l’acide citrique.
Selon un mode de réalisation de l’invention, la susdite pluralité d’acides organiques d’origine naturelle différents b) comprend également l’acide tartrique.
lesdits oligosaccharides et/ou polysaccharides homogènes non cycliques sont sélectionnés parmi : l’inuline, les amidons modifiés, de préférence ayant un Dextrose Equivalent inférieur à 20, avantageusement inférieur à 20 et supérieur ou égal à 18, et leurs mélanges, et/ou lesdits polysaccharides hétérogènes non cycliques sont sélectionnés parmi l’acémannane et les polysaccharides hétérogènes non cycliques de la gomme d’acacia (à savoir présents au sein de la gomme d’acacia), et leurs mélanges.
Selon un mode de réalisation de l’invention, ledit au moins un GNPa est a minima « soluble dans l’eau » au sens de la Pharmacopée Européenne (cf. définition infra) et, de préférence, a minima « facilement soluble dans l’eau » au sens de ladite Pharmacopée Européenne (cf. définition infra). Avantageusement, ledit au moins un GNPa est « facilement soluble dans l’eau » au sens de ladite Pharmacopée Européenne (cf. définition infra).
Selon un mode de réalisation de l’invention, ledit au moins un GNPa est sélectionné parmi l’inuline, une maltodextrine, les polysaccharides hétérogènes non cycliques de la gomme d’acacia, l’acémannane (par exemple présente au sein d’une poudre d’Aloe vera, telle qu’une poudre de jus de feuilles d’Aloe vera (de préférence sans HAD)) et leurs mélanges, de préférence parmi une maltodextrine, les polysaccharides hétérogènes non cycliques de la gomme d’acacia, l’acémannane et leurs mélanges ; de manière préférée ledit au moins un GNPa consistant en une maltodextrine et/ou l’acémannane.
Selon un mode de réalisation, le susdit solvant eutectique d’origine naturelle selon l’invention comprend au moins une source de GNPa (comprenant ou consistant essentiellement en ledit au moins un GNPa), comme par exemple de la gomme d’acacia et/ou une poudre d’Aloe vera, telle qu’une poudre de jus de feuilles d’Aloe vera (de préférence sans HAD).
Selon un mode de réalisation, le solvant eutectique d'origine naturelle selon l’invention comprend en outre :
Taux d’humidité :
Les mesures du taux d’humidité des billes séchées à l’air et à température ambiante (22°C, durant 10 h) ont été réalisées dans une étuve de laboratoire à 105 °C (durant 24h) en suivant la norme EN18134. Les résultats confirment un taux d’humidité résiduel de 1.2 %m.
Il est à noter que le taux d’humidité initial des billes fraichement préparées (qui n’ont pas subi une étape de séchage) est de 90%m. L’étape de séchage à l’air est efficace pour volatiliser la quasi-totalité de l’eau présente dans les billes ce qui permet d’économiser les coûts d’énergie dans le procédé de préparation et une meilleure gestion de la ressource en vue de son injection dans des réacteurs de gazéification.
Morphologie de la surface des billes :
Des images avec un microscope électronique à balayage (MEB) ont été réalisées pour vérifier la structure de la surface des billes de biomasse. Les analyses confirment une structure rigide et compacte ( ). La poudre de biomasse est distribuée sur toute la surface de la bille, et le biopolymère à base d’alginate fonctionne comme un lien qui facilite l’agglomération sphérique de la poudre de biomasse.
La morphologie au sein des billes a été aussi observée au microscope (en sectionnant une bille en deux moitiés, à l’aide d’un scalpel). Les images des Figures 10A et 10B montrent une surface homogène à l’intérieur de la bille, ce qui confirme une distribution totale de la poudre de biomasse dans le volume des sphères.
Tests de gazéification :
Des essais de gazéification à la vapeur d’eau ont été réalisés dans un dispositif de thermo-conversion ATG (SETSYS, fabricant SETARAM, France), en utilisant la poudre de biomasse (notamment la poudre d’écorce de bois: taille des particules < 200 µm) et les billes de biomasse (notamment billes d’écorce de bois: taille des particules Ø 3 mm). Pour la réalisation de ces tests, le dispositif ATG a été chauffé à raison de 10 °C/min, jusqu’à 900°C. Une fois que cette température est atteinte, la gazéification thermochimique est réalisée par l’injection de vapeur d’eau durant un palier de 70 min.
La présente les résultats de la perte de masse en fonction de la température durant le processus de gazéification. Les résultats de gazéification des billes (contenant des ions calcium et potassium issus du procédé de production) présentent une rampe plus raide et une cinétique de conversion plus rapide que ceux de la poudre de biomasse brute. Cela est dû à l’effet catalytique des ions calcium et potassium sur le processus.
Le procédé de production des billes améliore la coulabilité de la poudre de biomasse ainsi que sa cinétique de thermo-conversion dans un réacteur de gazéification (exemple réacteur à flux entrainé).
Des compositions de caoutchouc renforcées d’une silice et comprenant un élastomère diénique fortement saturé sont connues des documents WO 2014114607 A1 et WO 2018224776 A1. L’élastomère diénique fortement saturé est un copolymère d’éthylène et d’un 1,3-diène comme le 1,3-butadiène et a la particularité de contenir plus de 50% en mole d’unité éthylène. En raison de sa teneur élevée en éthylène et de son faible taux d’unité diénique inférieur à 50% en mole, il se distingue largement des élastomères diéniques qui sont traditionnellement utilisés dans les compositions de caoutchouc et qui contiennent généralement plus de 50% en mole d’unité diénique, comme les polybutadiènes, les polyisoprènes et les copolymères de 1,3-butadiène ou d’isoprène et de styrène. Il a notamment la particularité de conférer à une composition de caoutchouc un compromis différent de propriétés entre la rigidité et l’hystérèse qui traduit un compromis de performance avantageux entre la résistance à l’usure et la résistance au roulement.
Les élastomères diéniques fortement saturés qui contiennent plus de 50% en mole d’unité éthylène ont la particularité de vulcaniser selon une cinétique plus lente que les élastomères diéniques fortement insaturés qui contiennent plus de 50% en moles d’unités diéniques. Des temps de séjour plus longs dans les presses de cuisson sont donc nécessaires pour vulcaniser les compositions de caoutchouc contenant les élastomères diéniques fortement saturés, ce qui se traduit par un temps d’occupation des presses plus long par composition de caoutchouc qui a pour conséquence de diminuer la productivité des sites de fabrication de pneumatiques.
Il existe donc un besoin de diminuer le temps sous presse de telles compositions de caoutchouc tout en conservant le compromis particulier de propriété entre la rigidité et l’hystérèse de ces compositions de caoutchouc.