INPI-France/Brevets-Francais-2024-Chunked huggingface dataset:
De manière générale, dans les modèles de l’état de la technique, plusieurs seuils de pression dans le répartiteur d’admission d’air doivent être pris en considération, car ceux-ci dépendent des nombreux réglages du moteur, comme ceux des actionneurs de la distribution à calage variable (dite « VVT » pour « Variable Valve Timing » en anglais), du turbocompresseur, de l’enthalpie de l’échappement et autres. Compte-tenu du nombre important des réglages du moteur, il peut en résulter un manque de robustesse des modèles de l’état de la technique pour une prise en compte fine de l’ensemble de ces réglages, au détriment de la précision de l’estimation de la charge en air frais dans certaines situations de vie du moteur.
Les simulations et essais réalisés par l’entité inventive sur un moteur thermique essence suralimenté ont fait apparaître une représentativité insuffisante du phénomène physique de la variation de l’acoustique d’admission par les modèles de l’état de la technique. Ainsi, dans la zone atmosphérique, l’acoustique dans le répartiteur d’admission d’air est considérée comme invariante par rapport à la position du boitier du papillon des gaz.
A titre illustratif et relativement aux commentaires ci-dessus, il est montré à la des relevés de mesure de l’évolution de l’acoustique d’admission d’air EA1 en fonction de la pression moyenne PRa (en millibar « mb ») dans le répartiteur d’admission d’air. L’évolution de l’acoustique d’admission d’air EA1 est donnée par l’égalité suivante : EA1 = 100*(PR(FA) – PRa)/PRa, dans laquelle PR(FA) est la pression instantanée et PRa est la pression moyenne dans le répartiteur d’admission d’air à la fermeture de la soupape d’admission.
Les relevés de la ont été effectués dans un moteur turbocompressé à double déphaseur d’arbre à came, avec un régime moteur fixe de 1800 tours/minute. Le nuage de points de mesure, visible à la , regroupe plusieurs relevés de EA1=f(PRa) correspondant à des angles de calage de la soupape d’admission de +35,25 degrés à -42,75 degrés, pour une levée de 1 mm.
Les relevés de la montre l’absence de relation directe entre l’évolution de l’acoustique d’admission d’air EA1 et la pression moyenne PRa dans le répartiteur d’admission d’air. Par ailleurs, dans la zone atmosphérique ZA, il apparaît une évolution de l’acoustique qui n’est pas prise en compte par les modèles de l’état de la technique.
Il est souhaitable de proposer un procédé perfectionné ne présentant pas les inconvénients susmentionnés de la technique antérieure, pour une estimation plus fine du remplissage en air des cylindres du moteur thermique essence suralimenté et autorisant une simplification des essais de calibration et une réduction de la durée de réalisation de ceux-ci.
Selon un premier aspect, l’invention concerne un procédé d’estimation du remplissage en air des cylindres d’un moteur thermique essence suralimenté intégrant un boitier de papillon des gaz dans sa boucle d’admission d’air, le procédé étant du type dans lequel le remplissage en air est estimé au moyen d’un coefficient d’acoustique appliquée à une pression des gaz dans un répartiteur d’admission d’air du moteur thermique. Conformément à l’invention, le procédé comprend une commande de l’évolution du coefficient d’acoustique dans une zone transitoire entre une zone dite atmosphérique et une zone dite suralimentée selon une loi prenant en compte une position d’ouverture du boitier de papillon des gaz.
Selon une caractéristique particulière du procédé, la loi de commande de l’évolution du coefficient d’acoustique dans la zone transitoire autorise une prise en compte de la position d’ouverture du boitier de papillon des gaz lorsque celle-ci est comprise entre une position d’ouverture maximale et une position d’ouverture minimale qui sont définies en fonction d’un régime moteur et d’un calage de distribution du moteur thermique.
Selon une autre caractéristique particulière du procédé, la loi de commande de l’évolution du coefficient d’acoustique dans la zone transitoire comporte un facteur de transition déterminant cette évolution en fonction de la position d’ouverture du boitier de papillon des gaz et d’un calage de distribution du moteur thermique.
Selon encore une autre caractéristique particulière du procédé, le facteur de transition est déterminé à partir de mesures d’acoustique d’admission d’air dans le moteur thermique en fonction de la position d’ouverture du boitier de papillon des gaz pour différents calages de distribution.
Selon un autre aspect, l’invention concerne aussi un calculateur comportant une mémoire stockant des instructions de programme pour la mise en œuvre du procédé tel que décrit brièvement ci-dessus. Selon une forme de réalisation particulière, le calculateur est un calculateur de contrôle moteur d'un véhicule.
Selon encore un autre aspect, l’invention concerne aussi un ensemble comprenant un moteur thermique essence suralimenté et un calculateur de commande, le moteur thermique intégrant un boitier de papillon des gaz dans sa boucle d’admission d’air, dans lequel le calculateur de commande est un calculateur comme indiqué ci-dessus. Selon encore un autre aspect, l’invention concerne aussi un véhicule comprenant un ensemble comme indiqué ci-dessus.
D’autres avantages et caractéristiques de la présente invention apparaîtront plus clairement à la lecture de la description détaillée ci-dessous d’une forme de réalisation particulière de l’invention, en référence aux dessins annexés, dans lesquels :
Selon un mode de réalisation, les grains de carbure métallique ont chacun une dimension strictement inférieure à 1μm (carbures submicroniques) et sont majoritairement de l’ordre de 400 à 800nm en granulométrie moyenne. Les grains de cette dimension permettent de réaliser par le procédé de projection de type HVOF, une couche de revêtement compacte tout en s’accrochant à une surface d’un substrat ayant une rugosité préparée comprise entre 0.6 et 1.6µm. En outre le fait de polir la surface de la couche de revêtement formée par des grains de cette dimension dont le dépôt brut de projection a une rugosité Ra~ 3-5µm jusqu’à une rugosité de 0.2 µm permet de résister à la corrosion. En outre, cela permet une réduction du temps de projection nécessaire à la réalisation de la couche de protection finie et ainsi une réduction de la masse de la couche de revêtement brute ainsi formée.
En outre l’épaisseur de la couche de revêtement à une tenue aux décollements sous sollicitations (appelés aussi « spalling ») nettement supérieure aux besoins dans le domaine de l’invention et le fait de ne pas avoir une épaisseur au-delà de 100 μm diminue les efforts transmis par l’interface revêtement-substrat.
Un autre aspect de l’invention concerne une pièce comprenant un substrat métallique et une couche de protection finie, obtenue selon le procédé de fabrication du premier aspect de l’invention avec ou sans les différentes caractéristiques décrites dans les paragraphes précédents.
Un autre aspect de l’invention concerne une pièce comprenant un substrat métallique et une couche de protection finie constituée de mélange pulvérulent contenant des grains de carbure métallique submicroniques déposés selon un procédé de projection de type HVOF, la couche de protection finie étant déposée sur une surface brute du substrat ayant une rugosité préparée par un grenaillage pour obtenir une surface brute ayant une rugosité préparée Ra comprise entre 0.6 et 1.6µm, et comprenant une surface polie ayant une rugosité inférieure à 0.2μm.
Une telle pièce a un coût de production inférieur à une pièce selon le procédé décrit dans le document EP2956564 B1 tout en ayant une meilleure résistance à la corrosion.
Selon un mode de réalisation, la surface polie est destinée à être soumise à du fretting et/ou du tourillonnement. (par tourillonnement on entend les forces soumises à une partie cylindrique d'un axe, généralement son extrémité, pivotant dans ou sur une pièce qui la maintient (chape, coussinet, flasque, palier)).
Selon un exemple de ce mode de réalisation, la pièce est un axe d’articulation ou un essieu dans le domaine aéronautique.
Selon un mode de réalisation, la surface polie est destinée à être soumise à des fonctions de tourillonnement (par exemple un essieu) ainsi que d’étanchéité dynamique (par exemple une tige coulissante).
Selon un mode de réalisation, la surface polie est destinée à être soumise aux zones d’étanchéité statique et/ou dynamique. Par exemple la pièce est une tige coulissante.
représente une représentation schématique d’une coupe d’une pièce comprenant un substrat ayant une surface brute.
représente une représentation schématique d’une coupe d’une pièce comprenant une couche de revêtement brute sur une surface brute nettoyée et préparée du substrat.
représente une représentation schématique d’une coupe d’une pièce comprenant une couche de protection finie sur le substrat.
montre une représentation schématique du procédé de fabrication.
montre schématiquement un échantillon ayant subi un test de corrosion en atmosphère saline comprenant une surface polie selon l’invention et une surface de protection polie selon l’art antérieur.
est une seconde vue en perspective d’une seconde face d’un dispositif de tri de déchets selon l’invention.
Description détaillée On se réfère désormais à la illustrant un arbre 2. Cet arbre 2 peut de manière classique être réalisé en acier (par exemple des aciers à teneur de carbone SAE 1040 ou 4140) ou en tout autre matériau permettant de concevoir des arbres assez résistants.
L’arbre 2 comprend deux extrémités cannelées 4 s’étendant de part et d’autre d’un corps principal 3. Le nombre de cannelures est supérieur ou égal à huit. La multiplication du nombre de cannelures permet une meilleure répartition des efforts entre l’arbre 2 et les moyeux 6, illustrés sur les figures 2 à 6 (pouvant également être réalisés en acier), eux aussi cannelés (on le voit en observant les alésages 8 cannelés ménagés dans un moyeu 6). Cette multiplication permet également un calage angulaire varié de l’arbre 2 par rapport au moyeux 6. Dans les exemples illustrés sur les figures, l’arbre 2 et les alésages 8 du moyeu 6 ont tous 12 cannelures, ce qui permet un calage angulaire tous les 30°.
Les moyeux 6 sont formés d’au moins deux demi-coquilles. Cela participe au dégagement radial de l’arbre 2. Dans l’exemple illustré sur les figures 3 à 6, les moyeux 6 comprennent deux alésages 8 (cette configuration sera expliquée par la suite) et sont formés par trois parties : une partie centrale 10 formant une première moitié des deux alésages 8 et deux parties excentrées 12 formant chacune une seconde moitié d’un alésage 8 et placées de part et d’autre de la partie centrale 10. Les moyeux 6, ou au moins un des moyeux 6, pourraient être seulement formés par deux demi-coquilles, en comprenant un ou plusieurs alésages 8 dont chaque moitié est portée par une demi-coquille.
Les extrémités cannelées 4 ont une section droite d’une forme configurée pour permettre un dégagement de l’arbre 2 d’une demi-coquille dans une direction perpendiculaire à un axe longitudinal X de l’arbre 2. En d’autres termes, l’arbre 2 peut être désengagé des moyeux 6 dans une direction radiale. Comme expliqué plus haut, cela facilite grandement la maintenance d’un dispositif comprenant l’ensemble d’un arbre 2 et de deux moyeux 6 selon l’invention car il suffit de démonter une demi-coquille pour extraire localement l’arbre 2 sans nécessité de le faire coulisser à l’intérieur de l’alésage 8. La illustre un démontage d’un arbre 2 : on retire pour cela une partie excentrée 12 formant une demi-coquille d’un alésage 8, ce qui permet de désengager l’arbre 2 dans une direction radiale, vers le haut dans l’exemple illustré à la . Le fonctionnement est le même si le moyeu 6 est formé par deux demi-coquilles et pour toutes les formes de cannelures des différents modes de réalisation illustrés.
Comme cela sera décrit par la suite, la section droite des extrémités cannelées 4 peut prendre différentes formes. En tout état de cause, cette forme doit permettre un désengagement radial. On peut dès lors préciser que les portions/faces formant les extrémités cannelées 4 sont :
Perpendiculaires à un plan comprenant l’axe longitudinal X de l’arbre 2 et pouvant s’étendre au niveau de l’interface entre deux demi-coquilles lorsque l’arbre 2 est placé dans les moyeux 6 (ce qui correspond par exemple à douze plans pour une configuration à douze cannelures), ou Convexe par rapport à un plan comprenant l’axe longitudinal X de l’arbre 2. On entend par convexe le fait que les portions/faces des extrémités cannelées 4 forment un angle aigu avec un plan comprenant l’axe longitudinal X de l’arbre 2, angle tourné vers l’intérieur de l’arbre 2 (i.e. les portions/faces sont courbées ou arrondies vers l’intérieur). On a donc une convergence de ces portions/faces qui ont tendance à rentrer vers l’intérieur et aucune s’étendant en formant un angle aigu avec un plan comprenant l’axe longitudinal X de l’arbre 2, angle tourné vers l’extérieur de l’arbre 2. Une telle configuration, privilégiée dans l’art antérieur afin de favoriser la transmission d’efforts entre l’arbre 2 et les moyeux 6, conduit à une imbrication des cannelures des extrémités cannelées et des moyeux empêchant un démontage de l’arbre des moyeux dans une direction radiale.
Dans les exemples illustrés sur les figures 1 et 3 à 6, les extrémités cannelées 4 comprennent douze cannelures. Cela permet de réaliser un calage angulaire tous les 30°. On note sur ces mêmes figures que les moyeux 6 comprennent également des alésages 8 à douze cannelures. De manière générale, les cannelures des moyeux 6 ont la même forme que les cannelures des extrémités cannelées 4. Cela permet un contact de l’intégralité de la surface des cannelures de moyeux 6 avec l’arbre 2 et donc une transmission optimale des forces. Alternativement, il serait possible de concevoir des moyeux 6 ne comprenant que certaines portions cannelées et d’autres lisses, les portions cannelées servant au calage angulaire et à la transmission des efforts. Il serait également possible que les cannelures des moyeux 6 aient une amplitude plus importante que celle des extrémités cannelées 4, auquel cas une partie de leurs surfaces ne serait pas en contact avec les extrémités cannelées 4 de l’arbre 2.
Sur les exemples de réalisation des figures 3 et 4illustrant un premier mode de réalisation de l’invention, la section droite des extrémités cannelées 4 comprend des portions planes 13 reliées les unes aux autres par des portions lobées 13’. La longueur des portions planes 13 ainsi que la courbure des portions lobées 13’ peut varier, notamment en fonction du nombre de cannelures, tout en respectant les conditions de dégagement radial susmentionnées.
La illustre un second mode de réalisation de l’invention. Dans ce dernier, les cannelures sont de forme lobée. Des lobes 14 forment dès lors les cannelures des extrémités cannelées 4. L’amplitude des lobes formant les cannelures peut varier tout en respectant les conditions de dégagement radial susmentionnées.
Selon un troisième mode de réalisation de l’invention illustré à la , alternatif ou combinable avec le premier mode de réalisation, la section droite des extrémités cannelées peut être en forme de polygone convexe. On rappelle à cet effet qu’un polygone convexe est un polygone dont tous les angles intérieurs sont inférieurs à 180°. On observe sur la que les cannelures de l’extrémité cannelée 4 forment des cannelures en « V » 15, ici au nombre de douze (on retrouve au niveau du moyeu 6 une structure comprenant une pluralité de « V » complémentaires de ceux de l’extrémité cannelée).
En complément de la capacité de démontage radial et du calage angulaire, la section droite en forme de polygone convexe permet de positionner l’arbre 2 avec une précision optimale. En effet, il n’est plus nécessaire dans ce cas de figure de jouer sur le serrage des vis du moyeu afin de régler de manière assez artisanale le positionnement d’un arbre dans un moyeu. Avec une structure telle qu’illustrée sur la , il est possible de positionner une pluralité d’arbres 2 avec une grande précision angulaire. Par exemple, et pour un dispositif d’agitation 16 (voir figures 7 à 10) comprenant 22 interfaces entre des arbres 2 et des moyeux 6, le décalage total mesuré n’est que d’environ 0,1°, soit un décalage par interface de l’ordre d’environ 0,005°.
D’autres formes, simples ou combinées, de cannelures autres que celles illustrées sur les figures sont envisageables, dès lors que la section droite des extrémités cannelées 4 est d’une forme permettant un dégagement radial de l’arbre 2 par rapport aux moyeux 6.
L’ensemble décrit plus haut peut être utilisé dans le cadre d’un dispositif de tri de déchets 20. Un tel dispositif peut dès lors être composé d’une surface de réception des déchets 22. Cette dernière est composée d’une pluralité de lattes 24 (huit sur les figures 9 et 10, pouvant par exemple mesurer six mètres et peser trois cent kilos chacune), par exemple en acier, réceptionnant les déchets à trier. Les différentes lattes 24 sont animées par un mouvement de translation circulaire de manière asynchrone. On peut par exemple avoir deux blocs de quatre lattes 24 synchronisées entre elles, les deux blocs étant asynchrones. Un tel mouvement permet une séparation des déchets en fonction de leur poids. Les lattes 24 peuvent par ailleurs comprendre des orifices 26 de taille variable permettant le passage des déchets de plus petite taille.
Les lattes 24 sont fixées à plusieurs dispositifs d’agitation 16 comprenant chacun une pluralité d’ensembles d’arbres 2 et de moyeux 6 selon l’invention décrite plus haut. Le principe de fonctionnement du dispositif de tri des déchets est le suivant. Différents déchets de tailles et poids variables sont positionnés sur la surface de réception des déchets. Le dispositif d’agitation 16 de la surface de réception des déchets permet une séparation des différents déchets grâce à cette agitation. Plus précisément, chaque latte 24 est fixée à plusieurs dispositifs d’agitation 16 parallèles entre eux et perpendiculaires à la direction d’extension des lattes 24. Ces dispositifs d’agitation 16, semblables à des vilebrequins modulaires et démontables, sont tous réglés de la même manière afin d’obtenir la translation circulaire de chaque latte 24 ainsi qu’une translation circulaire asynchrone entre au moins deux blocs de lattes 24 à partir de mouvement de rotation de chaque dispositif d’agitation 16.
Selon un mode de réalisation illustré sur les figures 7 à 10, Au moins un moyeu 6 comprend deux alésages 8 (cela est également visible sur les figures 3 à 6) dans lesquels sont logées les extrémités cannelées 4 de deux arbres 2. Cela permet la formation de manivelles en coudant au moins une fois le dispositif d’agitation 16. En effet, les arbres 2 vont s’étendre dans des directions parallèles entre elles et perpendiculaires à celle du moyeu 6. Cette configuration est intéressante pour assurer une agitation de la surface de réception des déchets.
3) Mtot = ((CA*PRa)*VCFA)/(R*TE),
dans lesquelles, MA est la masse d’air frais dans le cylindre, Mtot est la masse totale de gaz dans le cylindre, MO est la masse de référence aux conditions normales de température et de pression pour une unité de volume, MB est la masse totale de gaz brulée dans le cylindre, MBres est la masse de gaz brulée résiduelle dans le cylindre en l’absence du croisement de soupapes, MBrea est la masse de gaz brulée réaspirée de façon interne dans le cylindre avec le croisement de soupapes, PRa est la pression moyenne dans le répartiteur d’admission d’air, CA est un coefficient d’acoustique associé à la pression moyenne PRa, VCFA est le volume du cylindre à la fermeture de la soupape d’admission, TE est la température des gaz dans le répartiteur d’admission d’air et R et une constante spécifique de l’air.
Conformément au procédé de l’invention, une estimation de la masse totale de gaz Mtot dans le cylindre est d’abord réalisée à partir de l’égalité 3) pour obtenir ensuite la masse d’air frais MA dans le cylindre, et consécutivement le remplissage en air R_CYL, à partir des égalités 1) et 2).
Dans la présente invention, à la différence de l’état de la technique dans lequel le facteur de transition appliqué au coefficient d’acoustique (cf. FAT, CAA et CAS à la ) est déterminé en fonction d’un seuil de pression et de la pression moyenne dans le répartiteur d’admission d’air, le facteur de transition de l’invention, désigné FT, qui est appliqué au coefficient d’acoustique CA, est déterminé en fonction de la position d’ouverture PP du papillon des gaz.
En référence toujours à la , le module logiciel MOD3 dédié au calcul d’estimation du remplissage en air R_CYL comprend notamment une fonction F30 et une fonction F31.
La fonction F30 est chargée de déterminer la valeur du facteur de transition FT à appliquer au coefficient d’acoustique CA en fonction de la position d’ouverture PP du papillon des gaz. Dans l’invention, le facteur de transition FT est donc une fonction de la position d’ouverture PP, FT=f(PP).
La fonction F31 est chargée de calculer l’estimation du remplissage en air R_CYL et utilise pour cela les égalités 1) à 3) détaillées ci-dessus. Le calcul de l’estimation du remplissage en air R_CYL utilise des informations fournies par des capteurs de mesure, comme la position d’ouverture PP du papillon des gaz, la pression PR et la température TR des gaz dans le répartiteur d’admission d’air et le régime moteur RPM, et des informations fournies par des cartographies en fonction des conditions de fonctionnement et de réglage (calage de la distribution) du moteur MT, comme les masses brulées MBres et MBrea, le volume VCFA, la masse de référence MO et la constante R.
A la , il est montré des relevés de mesure de l’évolution de l’acoustique d’admission d’air EA2 en fonction de la position d’ouverture PP du papillon des gaz. L’évolution de l’acoustique d’admission d’air EA2 est donnée par l’égalité suivante : EA2 = 100*(PR(FA) – PRa)/PRa, dans laquelle PR(FA) est la pression instantanée et PRa est la pression moyenne dans le répartiteur d’admission d’air à la fermeture de la soupape d’admission. Les relevés de la ont été effectués avec des conditions similaires à ceux de la relatifs à l’état de la technique, à savoir, dans un moteur turbocompressé à double déphaseur d’arbre à came, avec un régime moteur fixe de 1800 tours/minute. Le nuage de points de mesure, visible à la , regroupe plusieurs relevés de EA2=f(PP) correspondant à des angles de calage de la soupape d’admission de +35,25 degrés à -42,75 degrés, pour une levée de 1 mm.
Les relevés de la montre l’existence d’une relation directe entre l’évolution de l’acoustique d’admission d’air EA2 et la position d’ouverture PP du papillon des gaz et valide donc l’approche de l’invention consistant à utiliser la position PP pour l’estimation du remplissage en air.
En référence aussi à la , le facteur de transition FT applicable dans la présente invention est obtenu ici en normalisant les courbes des relevés de la pour avoir une évolution entre zéro (0) et un (1) en abscisse et en ordonnée. Le facteur de transition FT est donné par l’égalité suivante :
FT = [[100*(PR(FA) – PRa)/PRa] – MIN[100*(PR(FA) – PRa)/PRa]] / [MAX[100*(PR(FA) – PRa)/PRa] – MIN[100*(PR(FA) – PRa)/PRa]]
A la , PPn est la position d’ouverture normalisée du papillon des gaz. Le nuage de points apparaissant à la regroupe plusieurs courbes FT=f(PPn, CAL) correspondant à des angles de calage CAL de la soupape d’admission de +35,25 degrés à -42,75 degrés, pour une levée de 1 mm.
Une loi de commande LC conforme au procédé de l’invention, pour déterminer le coefficient d’acoustique CA, est représentée de manière simplifiée à la . Comme visible à la , la loi de commande LC comprend essentiellement trois cartographies CTmin, CTmax et CTft et deux blocs de calcul B1 et B2.