INPI-France/Brevets-Francais-2024-Chunked huggingface dataset:
Le refroidissement localisé d’une pièce moulée après l’introduction du métal liquide dans le moule est connu de la fonderie de l’aluminium ; cela est décrit dans Aluminium-Taschenbuch, 14 ème édition, Düsseldorf 1983, p. 419. Selon cette technique, un noyau de moule est formé par un corps tubulaire borgne (appelé aussi « doigt de refroidissement » ou plus couramment « core pin ») présentant un conduit pour un fluide. Ledit corps tubulaire est refroidi de l’intérieur par l’évaporation d’une quantité d’eau injectée dans ledit conduit ; ce procédé est connu sous le terme « jet cooling ». Différentes variantes de dispositifs de ce type sont décrits par exemple dans les documents JP 2008 073 722, JP 4 509 684 et WO 03/037547 de la société Ahresty.
La demanderesse commercialise des dispositifs de refroidissement par jet pouvant être branchés sur une machine de fonderie comportant des doigts de refroidissement, pour mettre en peuvre un procédé de coulée comportant, pour chaque cycle de coulée, un procédé de refroidissement cyclique à trois étapes. Dans ce procédé de refroidissemement cyclique, on injecte d’abord à travers une première entrée une quantité d’eau dans le corps tubulaire ; dans une deuxième étape, cette eau s’évapore au moins en partie (et c’est surtout l’enthalpie d’évaporation qui provoque le refroidissement), et la vapeur d’eau est chassée ensuite, dans une troisième étape, par un jet d’air injecté à travers une deuxième entrée. Ce cycle de refroidissement, qui est executé lorsque le moule est fermé et le métal liquide à solidifier a été injecté dans ledit moule, peut être répété plusieurs fois pour chaque cycle de moulage. Le terme « cycle de moulage » tel qu’utilisé ici désigne le cycle complet du moulage d’une pièce, qui débute avec la fermeture du moule vide, comprend l’injection du métal liquide à solifier dans le moule, l’ouverture du moule, l’enlèvement de la pièce moulée, et se termine typiquement avec la préparation des surfaces internes du moule, par exemple un dépoussiérage à l’air comprimé et la vaporisation d’un produit anti-adhésif (poteyage).
Le doigt de refroidissement est en alliage métallique qui résiste au contact avec le matériau fondu. Sa durée de vie est cependant limitée, à cause, d’une part, de la réactivité du métal liquide, et, d’autre part, des contraintes thermomécaniques. Compte tenu du risque de percement du doigt de refroidissement par l’usure, on vérifie après chaque cycle de moulage l’étanchéité du système ; c’est l’une des fonctions du jet d’air. Cet essai d’étanchéité est appelé ici « épreuve de pression ». L’autre fonction du jet d’air est de chasser toute trace d’eau du corps tubulaire en fin du cycle de moulage, avant l’arrivée du métal liquide dans le moule, compte tenu du risque d’explosion en cas de contact direct entre l’eau et le métal liquide. Cette opération est appelée ici « purge ». Typiquement, l’épreuve de pression est effectuée après la purge du corps tubulaire.
Cette technique ne peut être transposée directement à la fonderie de magnésium, car le risque d’explosion de magnésium liquide en contact avec des traces d’eau ou de vapeur d’eau est encore plus grand que dans le cas de la fonderie d’aluminium ; par ailleurs, contrairement à l’aluminium, le magnésium solide est également combustible en cas d’incendie, ce qui potentialise le risque. Pour cette raison, jusqu’à maintenant il n’a pas été envisagé à présent d’utiliser la technique du jet cooling dans la fonderie du magnésium.
La demanderesse a trouvé que l’utilisation d’eau comme fluide caloporteur est en principe compatible avec l’utilisation de la technique du jet cooling en fonderie du magnésium, mais à condition de prévenir tout risque de contact entre l’eau et le magnésium, et également entre l’oxygène et le magnésium. Ainsi, elle a apporté deux modifications à la technique du jet cooling connue de la fonderie de l’aluminium.
Selon un aspect essentiel de l’invention, l’épreuve de pression est effectuée avec un fluide qui doit être inerte par rapport au magnésium liquide. Ce fluide doit présenter une viscosité significativement plus petite à celle de l’eau ; on utilise donc un gaz. Cette épreuve de pression vise à détecter un défaut d’étanchéité dans le doigt de refroidissement à un stade très précoce (par exemple à un stade de porosité où le défaut d’étanchéité conduit bien à une chute mésurable de la pression d’un gaz, mais ne conduirait pas encore à une fuite d’eau, même à une pression d’injection d’eau supérieure à celle du gaz lors de l’épreuve de pression, compte tenu de la différence de viscosité entre ces deux fluides).
Une autre finalité de cette épreuve de pression est, dans un cas extrême, de provoquer la rupture d’un doigt de refroidissement dégradé mais encore étanche à la pression du gaz de purge ou du liquide lors de l’injection d’eau. L’objectif global étant d’éviter la rupture lors de l’étape d’injection d’eau ou lors de l’étape de la purge de la vapeur d’eau, on préfère provoquer la rupture du conduit lors de l’épreuve de pression, c’est-à-dire à un moment ou cela n’engendre pas d’explosion, que de subir cette rupure à un moment où ses conséquences seront graves.
Plus précisément, lors de l’épreuve de pression, on injecte dans le même conduit que celui qui est utilisé pour injecter le liquide, une quantité de gaz inert avec une pression P G , et on vérifie la présence d’une fuite dans ledit conduit en détectant une éventuelle chute de pression après l’injection.
Ledit fluide inert utilisé pour l’épreuve de pression peut être tout fluide gazeux qui ne réagit pas avec le magnésium liquide. A cette fin il doit être exempt de traces d’humidité et d’oxygène. Il peut s’agit en premier lieu d’un gaz noble, de préférence de l’argon. On peut également utiliser le SF 6 (qui est déjà utilisé comme gaz inerte en fonderie de magnésium pour protéger la surface du métal liquide, mais qui est susceptible de poser des problèmes écologiques). On peut également utiliser le SO 2 (qui est également utilisé en fonderie du magnésium, pour remplacer le SF 6 , mais qui est susceptible de poser des problèmes de sécurité pour les travailleurs) ; il peut être utlisé pur ou en mélange avec l’azote ou l’argon. On peut également utiliser le CO 2 ou le CO (ce dernier n’étant pas préféré à cause de sa toxicité), purs ou en mélange avec l’azote ou l’argon. On peut également utiliser l’azote. On peut utiliser des mélanges de ces fluides. Ces mélanges peuvent contenir de l’hydrogène, de préférence pas plus que 10 % volumiques.
Parmi tous ces fluides on préfère l’argon.
La demanderesse a trouvé que le contact direct entre les gaz indiqués (par exemple l’argone) et le magnésium liquide ne conduit pas à des réactions chimiques laissant présager le risque de situations dangereuses ; en particulier, la purge du conduit, qui contient d’abord de l’eau liquide puis de la vapeur d’eau, par le gaz de purge peut être totale, de manière à ce qu’en cas de perçage du conduit lors de l’épreuve de pression, qui vise à mettre hors état de nuire un conduit dont la paroi est devenue fragile, la pénétration du gaz utilisé pour l’épreuve de pression dans le moule n’engendre pas de risque en contact avec d’éventuels restes de métal liquide ou solide dans le moule ou à proximite du moule. Il convient de noter que l’épreuve de pression est toujours effectuée lorsque le moule est vide de tout métal, c’est-à-dire en fin de cycle de moulage après l’enlèvement de la pièce solidifiée (autrement dit avant le remplissage du moule par le métal liquide lors du cycle de moulage suivant).
Le gaz de purge peut être de l’air. Alternativement ou au préalable, on peut appliquer un vide au circuit de refroidissement comprenant le corps tubulaire. Le gaz de purge peut être un gaz inert vis-à-vis du magnésium liquide, par exemple de l’azote. Il peut être le même gaz que celui utilisé pour l’épreuve de pression, ou il peut être un gaz différent.
une interface d’acquisition de données configurée pour recevoir et transmettre les positions des actionneurs mesurées par les capteurs associés aux actionneurs au module de calcul et au module de régulation d’axe,
un capteur d’efforts multiaxes apte à mesurer des efforts extérieurs multidimensionnels exercés sur le bras de robot et placé entre l’extrémité du bras de robot et l’effecteur et à transmettre les efforts extérieurs multidimensionnels au module de régulation d’axe
dans lequel le procédé de commande comporte des étapes consistant à :
calculer dans le module de calcul une consigne d’effort articulaire de pilotage du module de régulation d’axe, et
calculer dans un convertisseur articulaire la matrice de conversion articulaire à partir des positions articulaires,
fournir au module de régulation d’axe les efforts extérieurs multidimensionnels exercés sur l’effecteur,
calculer dans le module de régulation d’axe le vecteur des efforts articulaires en fonction des efforts extérieurs exercé sur l’effecteur en utilisant la matrice de conversion articulaire,
calculer dans le module de régulation d’axe les consignes de pilotage des boucles de courant en prenant en compte le vecteur des efforts articulaires et la consigne d’effort articulaire,
calculer dans le module de régulation d’axe les consignes de pilotage des unités de puissance (15) en fonction des consignes de pilotage des boucles de courant (τ_cmd) .
Dans certains modes de réalisation, une unité centrale implémente le convertisseur articulaire qui calcule la matrice de conversion à partir des positions articulaires et transmet la matrice de conversion à l’unité auxiliaire pour la prise en compte des efforts extérieurs multidimensionnels exercés sur l’effecteur.
Dans certains modes de réalisation, une étape préalable au calcul dans le module de régulation d’axe du vecteur des efforts articulaires en fonction des efforts extérieurs exercé sur l’effecteur et en utilisant la matrice de conversion articulaire, consiste à calculer dans un compensateur de gravité le poids de l’effecteur à partir des positions articulaires et dans lequel le vecteur des efforts articulaires est calculé dans le module de régulation d’axe en soustrayant le poids de l’effecteur au efforts extérieurs multidimensionnels pour ne pas tenir compte du poids de l’effecteur et en appliquant la matrice de conversion au résultat pour le convertir dans le domaine articulaire.
Dans certains modes de réalisation, l’unité centrale implémente un compensateur de gravité qui calcule le poids de l’effecteur et transmet le poids de l’effecteur à l’unité auxiliaire pour la prise en compte des efforts extérieurs multidimensionnels exercés sur l’effecteur.
Procédé de commande selon une des revendications précédentes, dans lequel l’interface d’acquisition de données, le capteur d’efforts multiaxes et l’unité auxiliaire communiquent par l’intermédiaire d’un bus de données configuré de telle sorte que :
des trames de données circulent en sens unique sur le bus de données en suivant une boucle reliant l’interface d’acquisition de données, le capteur d’effort multiaxes et l’unité auxiliaire, l’interface d’acquisition de données et le capteur d’efforts multiaxes étant placés avant l’unité auxiliaire dans un ordre quelconque,
l’interface d’acquisition de données peut ajouter les positions articulaires des actionneurs aux trames de données lors du passage de celles-ci,
le capteur d’efforts multiaxes ajoute les efforts extérieurs exercés sur le bras de robot aux trames de données lors du passage de celles-ci,
Le(s) polyol(s) et le tensioactif ont été introduits dans un réacteur fermé. L’oxydant et l’acide polyoxamique ont été broyés et mélangés ensemble dans un réacteur séparé, et ensuite introduits dans le réacteur contenant le(s) polyol(s). Le mélange réactionnel a été mélangé à l’aide d’une spatule puis par une agitation magnétique. Le réacteur a été fermé puis chauffé à une température de 100 °C. Le mélange réactionnel a été agité dès lors que le mélange réactionnel a atteint un état liquide homogène. Lorsque la viscosité du mélange réactionnel est devenue importante, le réacteur a été ouvert. La mousse obtenue a été soumise à un vide dynamique pendant 5 minutes, puis a été cuite pendant 2 heures à 100 °C sous vide statique. Après que la cuisson ait été terminée, le réacteur a été refroidi à température ambiante (RT) avant son ouverture. La mousse est ensuite placée dans une étuve à vide à 60 °C pendant 5h.
Les compositions des mousses de polyuréthane sont détaillées dans le tableau 1 ci-dessous. Les pourcentages sont des pourcentages massiques par rapport au poids total des réactifs dans le mélange réactionnel.
Les caractéristiques physico-chimiques des neuf mousses de polyuréthane ont été évaluées, et sont détaillées dans le tableau 2 ci-dessous. Le temps de moussage TM correspond au temps de formation et stabilisation de la mousse, c’est-à-dire le temps à partir duquel la hauteur maximale de mousse dans le réacteur est obtenue. La densité d correspond à la densité apparente de la mousse, c’est-à-dire le ratio de la masse m et du volume apparent V de la mousse. La masse m a été mesurée avec une balance et le volume apparent V a été déterminé en mesurant les dimensions de la mousse avec un pied à coulisse. La température de transition vitreuse Tg a été mesurée par DSC, à l’aide d’un appareillage DSC Q100 de TA Instruments. Pour chaque mousse de polyuréthane, deux cycles de chauffage de -75 °C à 200 °C, avec une rampe de 10 °C.min -1 , ont été réalisés. La température de transition vitreuse a été déterminée à partir du second cycle. La température de dégradation T d5% correspond à la température à laquelle la mousse de polyuréthane perd 5% de sa masse initiale. La température de dégradation T d5% a été déterminée par analyse thermogravimétrique (TGA), réalisée sur un appareillage TGA-Q500 de TA Instruments, sous atmosphère de diazote, en chauffant de 10 °C.min -1 de la température ambiante jusqu’à 600 °C. Les propriétés mécaniques sont déterminées en compression par DMA, à l’aide d’un appareillage DMA Q850 de TA Instruments, en mesurant la contrainte permettant d’atteindre 50% de déformation par rapport à la hauteur initiale des échantillons, avec une précontrainte de 0.02 N et une rampe de 100%/min. Les morphologies des cellules des mousses sont évaluées grâce à un microscope électronique à balayage (SEM) FEI QUANTA 200 à 50 Pa et 7.00 kV sur des coupes transverses à la direction d’expansion du matériau. Les diamètres des cellules sont mesurés grâce au logiciel ImageJ et moyennés pour au minimum 100 cellules par échantillon.
Les caractéristiques physico-chimiques des neufs mousses de polyuréthane sont comparables à celles de mousses flexibles synthétisées par addition d’eau dans une formulation isocyanate-alcool traditionnelle.
Les Tg mesurées vont de -33,2 °C à -47,6 °C hormis pour PU3, ce qui est comparable à ce qui a été décrit dans la littérature pour des mousses de polyuréthane synthétisées à partir d’un propylène glycol et de toluène diisocyanate en présence d’un tensioactif siliconé (Armistead et al., Journal of Applied Polymer Science , 1988 , Vol. 35, pp. 601-629). La synthèse en réacteur ouvert ou fermé n’a pas d’influence sur la Tg de la mousse obtenue.
Les densités mesurées vont de 112 kg.m -3 à 318 kg.m -3 . Des densités du même ordre de grandeur ont été rapportées dans la littérature pour des mousses de polyuréthanes synthétisées à partir de propylène glycol trifonctionnel et d’un mélange de de 4,4'-diisocyanate de diphénylméthylène (MDI) et de toluène diisocyanate (TDI), en présence d’un tensioactif siliconé (Gwon et al., International Journal of Precision Engineering And Manufacturing , 2015 , Vol. 16, No. 11, pp. 2299-2307).
Les diamètres des cellules des mousses PU1 à PU9 vont de 0,26 mm à 1,23 mm, ce qui est du même ordre de grandeur que ce qui est décrit dans la littérature (Gwon et al., International Journal of Precision Engineering And Manufacturing , 2015 , Vol. 16, No. 11, pp. 2299-2307 ; Yi et al. ; Journal of Applied Polymer Science 2020 , 137 (46). DOI: 10.1002/app.49510). La est une photographie de PU2 permettant de visualiser l’aspect macroscopique de la mousse formée. La montre la structure poreuse de la mousse PU2 observée au microscope à balayage électronique.
La contrainte permettant d’atteindre 50% de déformation par rapport à la hauteur initiale des échantillons (contrainte 50% ) pour les mousses préparées en réacteur ouvert va de 0,9 kPa à 23,3 kPa, ce qui comparable à ce qui est décrit dans le document Yi et al. pour une déformation de 10%. Pour PU4 préparé en réacteur fermé, la contrainte 50% a été mesurée à 89,4 kPa.
Le procédé selon l’invention permet donc d’obtenir des mousses ayant des propriétés comparables à celles obtenues par décarboxylation d’isocyanate en présence d’eau (i.e. l’une des méthodes de moussage usuelles des mousses de polyuréthane).
COMPOSITION DE CAOUTCHOUC COMPRENANT UNE RÉSINE ÉPOXYDE ET UN DURCISSEUR Domaine technique de l’invention La présente invention est relative à des compositions de caoutchouc destinées notamment à la fabrication de pneumatiques ou de produits semi-finis pour pneumatiques. La présente invention a également pour objet un article de caoutchouc fini ou semi-fini comprenant une composition de caoutchouc selon l’invention, ainsi qu’un bandage pneumatique ou non pneumatique comprenant au moins une composition selon l’invention.
Art antérieur Il est connu d’utiliser dans certaines parties des bandages pneumatiques, des compositions de caoutchouc présentant une forte rigidité lors de faibles déformations du bandage pneumatique comme présentées dans la demande WO 02/10269. La résistance aux faibles déformations est une des propriétés que doit présenter un bandage pneumatique pour répondre aux sollicitations auxquelles il est soumis.
Cette rigidification peut être obtenue en augmentant le taux de charge renforçante ou en incorporant certaines résines renforçantes dans les compositions de caoutchouc constitutives des parties du bandage pneumatique.
Les résines renforçantes classiquement utilisées pour augmenter la rigidité des compositions sont des résines renforçantes à base d’un système accepteur/donneur de méthylène. Les termes « accepteur de méthylène » et « donneur de méthylène » sont bien connus de l’homme du métier et largement utilisés pour désigner des composés aptes à réagir ensemble pour générer par condensation une résine renforçante tridimensionnelle qui vient se superposer, s'interpénétrer avec le réseau charge renforçante/élastomère d'une part et avec le réseau élastomère/soufre d'autre part (si l'agent de réticulation est le soufre). Classiquement, l’accepteur de méthylène est une résine phénolique. Des résines phénoliques novolaques, ont déjà été décrites dans des compositions de caoutchouc, notamment destinées à des bandages pneumatiques ou des bandes de roulement de bandages pneumatiques, pour des applications aussi variées qu’adhésion ou renforcement : on se reportera par exemple au brevet EP 0 649 446.
À l’accepteur de méthylène précédemment décrit est associé un agent durcisseur, apte à le réticuler ou durcir, encore appelé communément « donneur de méthylène » ou simplement « durcisseur ». La réticulation de la résine est alors provoquée lors de la cuisson de la matrice de caoutchouc, par formation de ponts méthylène entre les carbones en positions ortho et para des noyaux phénoliques de la résine et le donneur de méthylène, créant ainsi un réseau de résine tridimensionnel.
À titre d’exemple, la demande WO 2011/045342 décrit des compositions comprenant un couple résine époxyde avec un durcisseur aminé. Ces compositions, outre l’avantage de s’affranchir de la formation de formaldéhyde, présentent après réticulation des rigidités supérieures aux compositions conventionnelles tout en conservant une résistance au roulement acceptable. La demande WO 2018/002538 décrit des compositions comprenant une résine époxyde et un durcisseur aminé comprenant au moins deux fonctions amines primaires situées sur au moins un cycle aromatique à six atomes qui visent à améliorer le compromis entre processabilité, en particulier le temps de grillage, et rigidité par rapport aux compositions connues. Ces documents montrent que les propriétés de caoutchouterie sont dépendantes des constituants utilisés et difficilement prédictibles.
Il est toujours souhaitable d’améliorer encore les propriétés des compositions de caoutchouc, et notamment le compromis entre rigidité aux faibles déformations et pertes hystérétiques.
- la deuxième direction est parallèle à une direction d’ouverture du moule ;
- la deuxième pièce se déplace en translation par rapport à la première partie de moule selon une troisième direction, la troisième direction formant un angle compris entre 25° et 35° avec la première direction de translation ; et/ou
- l’outil de moulage comprend un élément de guidage de la deuxième pièce par rapport à la première partie de moule, la deuxième pièce étant entraînée par déplacement de la première pièce et par coopération avec l’élément de guidage.
L’invention concerne en outre un procédé de réalisation d’une pièce d’intérieur de véhicule comprenant au moins un corps moulé et un premier élément s’étendant sur au moins une partie du corps moulé, le procédé comprenant les étapes suivantes :
- fournir un outil de moulage tel que décrit précédemment ;
- placer le moule dans la position ouverte,
- placer un premier élément contre la première surface de moulage, la cale de maintien maintenant le premier élément contre la première surface de moulage ;
- placer le moule dans la position fermée et réaliser le corps moulé de la pièce, le premier élément s’étendant sur au moins une partie du corps moulé, le premier élément étant interposé entre au moins une partie de la première surface de moulage et le corps moulé ; et
- placer le moule dans la position ouverte et retirer la pièce d’intérieur de l’outil de moulage.
la est une vue schématique en coupe d’un outil de moulage selon un mode de réalisation de l’invention, pendant une première étape d’un procédé de réalisation d’une pièce,
la est une vue schématique en coupe de l’outil de moulage de la , pendant une deuxième étape du procédé,
la est une vue schématique en coupe de l’outil de moulage de la , pendant une troisième étape du procédé,
la est une vue schématique en coupe de l’outil de moulage de la , pendant une quatrième étape du procédé,
la est une vue schématique en coupe de l’outil de moulage de la , pendant une cinquième étape du procédé, et
la est une vue schématique partielle de haut de l’outil de moulage de la .
32 languette
33 barbes ou encoches
4 sangle
40 première partie de la sangle 4
41 deuxième partie de la sangle 4
42 zone denté
43 extrémité libre effilée
44 verrou
5 passage
50 passage principal
51 branche
- un dispositif de déplacement de la cale de maintien.
La présente invention concerne en outre un procédé associé.
Le document FR 3 081 747 décrit un tel outil de moulage, dans lequel le dispositif de déplacement comprend une tige solidaire de la cale de maintien et mobile par rapport à un corps solidaire de la première partie de moule, la tige définissant avec le corps une première chambre d’actionnement.
La première chambre d’actionnement est reliée à une source de gaz comprimé par l’intermédiaire d’une valve. Le gaz comprimé remplit la première chambre d’actionnement lorsque la valve est ouverte, ce qui entraîne le déplacement de la tige et de la cale de maintien dans la position de maintien, la cale de maintien tendant à se déplacer vers la position écartée lorsque la valve est fermée.
Cet outil de montage est particulièrement adapté pour maintenir un élément tel un élément de revêtement pour mouler dessus un corps moulé.
Cependant, cela nécessite une source de gaz comprimé.
Un but de l’invention est de proposer un outil de moulage comprenant une cale apte à maintenir un tel élément sans système d’entraînement spécifique.
A cet effet, l’invention a pour objet un outil de moulage du type précité, dans lequel le dispositif de déplacement de la cale de maintien est entraîné par le déplacement du moule entre la position ouverte et la position fermée, la cale de maintien étant déplacée dans la position de maintien par le déplacement du moule en position ouverte.