INPI-France/Brevets-Francais-2024-Chunked huggingface dataset:
L’armature de travail comprend usuellement deux couches de travail, radialement superposées, formées de renforts métalliques non extensibles, parallèles entre eux dans chaque couche et croisés d’une couche à la suivante, en formant, avec la direction circonférentielle, des angles au plus égaux à 60°, et, de préférence, au moins égaux à 15° et au plus égaux à 45°. Pour diminuer les cisaillements des composés caoutchouteux, ou mélanges caoutchouteux ; aux extrémités axiales des couches de travail, il est usuel de décaler axialement la position desdites extrémités l’une par rapport à l’autre. L’armature de sommet comporte donc usuellement une couche de travail de plus grande largeur axiale et une couche de travail de plus petite largeur axiale. Les cisaillements des composés caoutchouteux sont maximaux à l’extrémité de la couche de travail de plus petite largeur axiale. En effet ces cisaillements maximaux dus aux déplacements de l’extrémité de la couche de travail de plus petite largeur axiale se répartissent sur l’épaisseur radiale de composés caoutchouteux entre la couche de travail de plus petite largeur axiale et la couche de travail de plus grande largeur axiale. Ces cisaillements sont amplifiés par les déformations de la couche de travail de plus grande largeur axiale. En effet, étant donné l’angle des renforts métalliques croisés avec les renforts métalliques de la couche de travail de plus petite largeur, la couche de travail de plus grande largeur axiale se déforme dans une autre direction, ce qui augmente les déformations des composés caoutchouteux. Ces maximas de cisaillements sont généralement diminués en ajoutant une gomme de découplage entre l’extrémité de la couche de travail de plus petite largeur axiale et la couche de travail de plus grande largeur axiale. L’extrémité de la couche de travail de plus grande largeur axiale est également soumise à de forts cisaillements mais généralement de moindre amplitude étant donné que pour cette extrémité, l’épaisseur des composés caoutchouteux est plus importante et les déformations ne sont plus amplifiées par la présence de l’autre couche de travail.
Pour diminuer les sollicitations mécaniques de gonflage et de roulage transmises à l’armature de travail et les cisaillements du mélange caoutchouteux qui les recouvre, il est connu de disposer, radialement à l’extérieur de l’armature de carcasse, une armature de frettage. L’armature de frettage, dont la fonction est de reprendre au moins en partie les sollicitations mécaniques de gonflage, améliore l’endurance de l’armature de sommet par une rigidification de l’armature de sommet. L’armature de frettage peut être positionnée radialement à l’intérieur de l’armature de travail, entre les deux couches de travail de l’armature de travail, ou radialement à l’extérieur de l’armature de travail.
Dans les applications de type génie Civil, l’armature de frettage peut comprendre deux couches de frettage, radialement superposées, formées de renforts métalliques, parallèles entre eux dans chaque couche et croisés d’une couche à la suivante, en formant, avec la direction circonférentielle, des angles au plus égaux à 10°. Pour réaliser les couches de frettage, sur des pneumatiques de génie civil de grand diamètre, l’enroulement d’une couche d’éléments de renforcement discontinus dont les extrémités vont d’un bord axial de la couche à l’autre formant avec la direction circonférentielle un angle compris entre 0° et 10°, peut être préféré à l’enroulement d’une bande étroite de quelques éléments de renforcement continus formant avec la direction circonférentielle un angle compris entre 0° et 5° pour des raisons de productivité.
Dans les deux cas, les couches de frettage sont de plus petite largeur axiale que la couche de travail de plus petite largeur axiale. En effet les sollicitations dues au roulage en extrémité des couches de frettage sont très élevées en traction et augmenter leurs largeurs amèneraient à dégrader l’endurance du pneumatique. Ainsi on évite de disposer des éléments de renforcement formant avec la direction circonférentielle des angles compris entre 0° et 10°, à des positions axiales trop éloignées du plan médian. Le document WO2019/202239, divulgue une architecture usuelle des pneumatiques de génie civil comprenant deux couches de frettage d’éléments de renforcement rigides, radialement intérieures à deux couches de travail d’éléments de renforcement rigides radialement intérieures à des couches de protection élastiques, les deux couches de frettage étant de largeur axiale sensiblement inférieure à la largeur axiale des couches de travail. Ce document présente une optimisation des couches de protection afin d’améliorer la résistance aux agressions sommet que subissent les pneumatiques de génie civil. En effet les pneumatiques de génie civil et particulièrement ceux utilisés en mine de surface, sont soumis à des agressions généralement au voisinage des fronts de taille où le minerai est plus saillant. Au fur et à mesure que la bande de roulement s’use, l’impact de la rigidité d’enfoncement du bloc sommet sur les coupures de la bande de roulement se fait sentir. Si l’optimisation proposée dans l’état de l’art a son intérêt, sa rigidité circonférentielle importante amenée principalement par les couches de frettage favorise les coupures de la bande de roulement et son usure irrégulière au centre et parfois la perforation totale du bloc sommet. Il est bien connu de l’homme du métier qu’augmenter l’angle moyen des nappes de frettage au-delà de 15° permet de baisser la rigidité du sommet mais cela réduit d’autant l’endurance en favorisant les fissurations aux extrémités des couches de travail.
Les inventeurs se sont donnés pour objectif, de conserver une bonne endurance notamment aux extrémités des couches de sommet, d’améliorer l’usure due aux agressions et la résistance aux perforations au centre.
La solution mise en œuvre permet de mieux équilibrer axialement les rigidités circonférentielles en maintenant, voire en augmentant la rigidité à proximité des extrémités axiales des couches de travail et la diminuant au centre. Les inventeurs sont partis du constat que les rigidités circonférentielles sont trop élevées au centre en raison de la présence des couches de frettage. Sur certains pneumatiques les couches de frettage sont à l’origine de 5 septièmes de la rigidité circonférentielle au centre. De manière contre-intuitive, il convient de supprimer les couches de frettage au centre et de les remplacer par des couches de travail possiblement qualifiables de composites dont le centre est constitué de premiers éléments de renforcement métalliques dont la rigidité est réglable par des angles au moins égaux à 20° et par le module en extension, et dont les parties axiales sont constituées par des seconds éléments de renforcement métalliques élastiques dont le module d’extension est au plus égal à 130 GPa dont la rigidité sera augmentée grâce à des angles inférieurs à 8°. Pour un réglage adéquat de la géométrie du sommet, il est impératif que les parties axiales des deux couches de travail composites dont les angles sont proches de la direction circonférentielle, soient posée sur une couche d’éléments de renforcement relativement rigide, comme une couche d’éléments de renforcement métallique par exemple, les dits éléments de renforcement étant inextensibles ou pas. Dans le cas contraire, pendant le moulage, les trois parties des couches de travail composites auront tendance à s’agencer de manière différente et générant une géométrie peu endurante, leur partie centrale se déformant plus facilement que leurs deux parties axiales . La solution pour les inventeurs est de disposer la première couche de travail composite sur une première couche de travail constituée dans toute sa largeur axiale d’éléments de renforcement métalliques avec comme contrainte que la largeur axiale de cette couche de travail la plus radialement intérieure soit au moins égale aux largeurs des deux couches de travail composites.
L’absence de couches de frettage ou autres couches de sommet avec des renforts métalliques formant avec la direction circonférentielle des angles dont la valeur absolue est inférieure à 15°, au centre du pneumatique, assouplit considérablement le centre du pneumatique augmentant de manière significative sa résistance à l’abrasion ainsi qu’à la perforation. Cependant cette suppression, augmente les cisaillements aux extrémités des couches de travail, et détériore l’endurance à la fissuration. Ce problème est résolu en ajoutant des éléments de renforcement métalliques formant avec la direction circonférentielle des angles dont la valeur absolue est inférieure à 10° mais élastiques pour permettre à ces renforts de ne pas être trop sollicités par les cycles de traction/compression élevés à cet endroit. Par élastique, nous entendons ici que lesdits éléments de renforcement métalliques ont un module d’extension est au plus égal à 130 GPa. Cette élasticité permet en outre le moulage correct du sommet.
Néanmoins pour la performance en endurance du pneumatique par la limitation du cisaillement à l’extrémité notamment de la première couche de travail, c’est-à-dire la couche de sommet la plus radialement intérieure, il est nécessaire d’avoir un équilibre particulier entre ces seconds éléments de renforcement métalliques élastiques et les angles des éléments de renforcement de la première couche de travail et des parties centrales des deuxième et troisième couches de travail, ces deux dernières étant dites composites. Ainsi les valeurs absolues des angles au plan médian formés par les éléments de renforcement métalliques des couches de travail sont au moins égales à 20°. En dessous de cette valeur, ces couches de travail rigidifieront trop le sommet et ne permettront pas d’atteindre l’objectif de l’invention.
Par ailleurs, étant donné que le centre du pneumatique n’est plus fretté, il est nécessaire de coupler le centre des trois premières couches de travail. Pour cela, il est nécessaire que les angles A1 et A31 formés au plan médian par les éléments de renforcement des première et respectivement troisième couches avec la direction circonférentielle (XX’), soient de mêmes signes et de signe opposé à l’angle A21 formé par les éléments de renforcement de la deuxième couche d’éléments de renforcement au plan médian, avec la direction circonférentielle (XX’). Ces orientations relatives permettent d’avoir une rigidité suffisante au centre du pneumatique.
Compte tenu de la présence d’éléments de renforcement de frettage à l’extrémité axiale des deuxième et troisième couches de travail, il est nécessaire compte tenu de l’usage des pneumatiques de génie civil de les protéger contre les agressions sommet et donc de disposer d’au moins deux couches de protection qui sont les couches de sommet les plus radialement extérieures. Elles ont des largeurs axiales LPN1 pour la couche de protection la plus radialement intérieure et LPN2 pour la couche de protection la plus radialement extérieure. Ces couches de protection comprennent des renforts métalliques élastiques pour une bonne résistance à la perforation sommet et pour ne reprendre aucune des tensions de roulage, cette fonction étant assurée par les couches de travail. Ces couches de protection ont donc des éléments de renforcement élastiques dont le module d’extension est au moins égal à 40 GPa et au plus égal à 130 GPa. Leurs éléments de renforcement sont comme pour les autres couches de sommet enrobés dans un matériau élastomérique, parallèles entre eux et ils forment, avec une direction circonférentielle (XX’), respectivement un angle APN1 pour la couche de protection la plus radialement intérieure et APN2 pour la couche de protection la plus radialement extérieure, les valeurs absolues des angles APN1 et APN2 étant au moins égales à 15° de préférence au moins égales à 20°. Avec de tels angles, les couches de protection ayant des éléments de renforcement élastiques, ne reprendront pas d’efforts circonférentiels, néanmoins au-delà de 20°, l’équilibre est meilleur notamment vis-à-vis de la partie des couches de travail autour du plan médian.
La présence dans les couches composites vers leurs extrémités axiales d’éléments de renforcement métalliques formant avec la direction circonférentielle des angles dont la valeur absolue est inférieure à 8°, ayant une sensibilité plus importante que les autres parties des couches de sommet à la rupture en cas de déformation circonférentielle importante comme lors d’une agression sommet lors d’un passage d’obstacle, il est impératif de protéger ces parties par les couches de protection mais également la couche de travail la plus radialement intérieure. Il est donc nécessaire qu’au moins une couche de protection a une largeur axiale au moins égale à la largeur axiale de la couche de travail de plus grande largeur.
Une solution préférée pour la standardisation des produits constituants le pneumatique est que les éléments de renforcement des parties centrales des deuxième et troisième couches de travail soient identiques, de même que les éléments de renforcement des parties axiales des deuxième et troisième couches de travail. Néanmoins cette standardisation n’est pas une obligation pour le bon fonctionnement de l’invention.
Pour mieux protéger le sommet aux extrémités des couches de travail, il convient que la couche de protection de plus grande largeur soit la plus proche des couches de travail afin de limiter les contraintes de flexion dans les chocs, de sorte qu’une solution préférée est que la largeur axiale LPN1 de la couche de protection la plus radialement intérieure est au moins égale à la largeur axiale LPN2 de la couche de protection la plus radialement extérieure.
Une solution pour que les couches de protection reprennent peu d’efforts au roulage et protège réellement les couches de travail, est que les valeurs absolues des angles APN1 et APN2 soient au moins égales à la valeur absolue maximales des angles des éléments de renforcement des couches de travail au plan médian, c’est-à-dire de toutes les couches de travail.
Il est intéressant que l’angle APN1 formé par les éléments de renforcement de la couche de protection la plus radialement intérieure avec la direction circonférentielle (XX’) soit de même signe que l’angle formé au plan médian par les éléments de renforcement de la couche de travail la plus radialement extérieure avec la direction circonférentielle (XX’). En effet il arrive qu’en cas d’agression ; les mélanges du sommet depuis les mélanges caoutchouteux de la bande de roulement jusqu’aux mélanges d’enrobage des couches de protection se fissurent amenant de l’eau depuis l’aire de contact jusque dans la couche de protection la plus radialement intérieure. Si les éléments de renforcement de la couche de protection la plus radialement intérieure sont croisés avec ceux de la couche de travail la plus radialement extérieure, que ce soit au plan médian pour une couche de travail composite ou non, l’eau passant de l’aire de contact vers l’élément de renforcement de la couche de protection, et suivant cet élément de renforcement est susceptible de provoquer la corrosion de nombreux éléments de renforcement consécutifs de couche de travail qu’elle croise. Une corrosion de plusieurs éléments de renforcement rapprochés d’une couche de travail fragilise grandement le sommet. Orienter suivant le même signe les éléments de renforcement de la couche de travail la plus radialement extérieure au plan médian et les éléments de renforcement de la couche de protection la plus radialement intérieure permet de réduire ce risque. Par ailleurs cette disposition permet d’éviter le cisaillement des compositions de caoutchouc entre la couche de travail la plus radialement extérieure et la couche de protection la plus radialement intérieure.
Comme représenté sur les figures 9 et 10, le four 2 comprend le guide d’ondes à fentes 22 qui est monté à l’intérieur du corps de chauffe 4 en s’étendant longitudinalement entre chaque extrémité de celui-ci.
Le guide d’ondes 22 est raccordé à une extrémité à un générateur de micro-ondes 24a, 24b (ou à plusieurs générateurs de micro-ondes) et traverse longitudinalement le corps de chauffe entre ses deux extrémités longitudinales. Il est conçu pour distribuer de façon régulée les micro-ondes tout le long du corps de chauffe directement sur le sulfate de calcium hydraté 26 à traiter.
Le guide d’ondes 22 peut être réalisé en un tronçon unique ou en plusieurs tronçons reliés les uns aux autres, chaque tronçon étant raccordé à une extrémité à un générateur de micro-ondes. Ainsi, dans l’exemple de réalisation de la , le guide d’ondes 22 comprend deux tronçons 22a, 22b qui sont reliés l’un à l’autre et raccordés chacun à l’un des deux générateurs de micro-ondes 24a, 24b.
De même, il est possible de prévoir une pluralité de guides d’ondes qui sont montés à l’intérieur du corps de chauffe et qui s’étendent parallèlement les uns aux autres en chaque extrémité du corps de chauffe, chacun de ces guides d’ondes pouvant être réalisé en un ou plusieurs tronçons.
De plus, comme représenté sur la , chaque guide d’ondes 22 comprend une pluralité de fentes 32 qui sont positionnées en regard du sulfate de calcium hydraté 26 introduit dans le corps de chauffe.
De manière générale, la disposition et la géométrie des fentes 32 du guide d’ondes sont conçues d’une part pour être compatibles avec la fréquence de micro-ondes utilisées, et d’autre part pour que la chauffe du sulfate de calcium hydraté soit réalisée de façon optimale avec une ou plusieurs zones spécifiques de chauffe en fonction du profil de température souhaité.
Selon un mode de réalisation du procédé selon l’invention, on utilise le four à micro-ondes 2 tel que représenté sur les figures 9 à 15. Ce four 2 peut être utilisé par exemple dans l’un des ensembles industriels 300 ; 400 ; 500 ; 600 décrits précédemment et représentés aux figures 2 à 5.
Le four peut permettre de réaliser un traitement thermique continu des matériaux introduits dans ce four. Lors d’un tel traitement continu, le matériau traité thermiquement est extrait du four sur une plage de temps de durée supérieure à 4 heures, sans interruption du débit d’anhydrite artificielle supérieure à 1 minute dans cette plage de temps.
Comme représenté sur les figures 9 et 10, le four 2 comprend notamment le corps de chauffe 4 cylindrique rotatif qui est centré sur l’axe longitudinal X-X positionné de façon à former un angle δ compris entre 0,1 et 10° par rapport à l’horizontale.
Le corps de chauffe 4 est un tube réalisé par exemple en acier réfractaire et qui est ouvert à chacune de ses extrémités longitudinales. Il est muni d’une couche externe d’isolation thermique 6 enroulée autour de son diamètre extérieur. Différentes configurations de conception du corps de chauffe seront décrites ultérieurement en liaison avec les figures 13 à 15.
Les galets rotatifs 10 sont montés sur une plateforme 12 réglable en inclinaison par rapport à l’horizontale de l’angle δ compris entre 0,1 et 10° de façon à réguler la vitesse d’avance du sulfate de calcium hydraté introduit dans le corps de chauffe 4.
Le corps de chauffe peut également comprendre des pales de brassage afin de favoriser et de contrôler l’avance du sulfate de calcium hydraté dans le corps de chauffe 4 et d’améliorer l’homogénéisation de la température du sulfate de calcium hydraté et de l’anhydrite artificielle contenue dans le corps de chauffe. La disposition et la géométrie de ces pales de brassage peuvent être très variables et dépendent du matériau (poudre, granulat, siccité à l’entrée, etc.). Par exemple, les pales de brassage peuvent être disposées en tronçons dans le sens de l’axe longitudinal du four ou être inclinées par rapport à cet axe. Les longueurs peuvent être identiques pour toutes les pales ou variables. Le profil des pales peut être triangulaire, droit, incliné ou courbé par exemple.
Ainsi, selon le procédé de l’invention, on contrôle la vitesse d’avance du sulfate de calcium hydraté dans le corps de chauffe. On assure également une homogénéité de température du sulfate de calcium hydraté et de l’anhydrite artificielle contenu dans le corps de chauffe.
La est une représentation schématique d’une chaîne de traction mettant en œuvre le procédé de pilotage en roue libre d’un alterno-démarreur selon l’invention ;
La est une représentation graphique de conditions d’activation du mode neutre de l’alterno-démarreur de la ;
La est une représentation graphique de conditions de désactivation du mode neutre de l’alterno-démarreur de la .
La montre une chaîne de traction 10 de véhicule automobile comportant un moteur thermique 11 et un embrayage 12 connecté d’une part au moteur thermique 11 et d’autre part à un arbre d’entrée d’une boîte de vitesses 13. La boîte de vitesses 13 comporte également un arbre de sortie connecté aux roues 14 du véhicule par l’intermédiaire d’un différentiel (non représenté).
Le moteur thermique 11 est associé à une machine électrique tournante 15 réversible dite "alterno-démarreur". L'alterno-démarreur 15 pourra être accouplé avec le moteur thermique 11 en façade accessoires par l’intermédiaire d'un dispositif 16 de transmission de mouvement à courroie coopérant d'une part avec une poulie fixée sur le vilebrequin et une poulie fixée sur un arbre de l'alterno-démarreur 15. Il n'existe aucune possibilité de désaccouplement de l’alterno-démarreur 15 par rapport au vilebrequin du moteur thermique 11.
L'alterno-démarreur 15 est une machine électrique tournante réversible apte à fonctionner dans un mode moteur pour assurer le redémarrage du moteur thermique 11 dans le cadre d'une stratégie d'arrêt et de redémarrage du moteur thermique 11 en fonction des conditions de circulation (système dit "stop and start" en anglais). L'alterno-démarreur 15 est également apte à fonctionner dans un mode générateur pour recharger une batterie du véhicule notamment dans le cadre d'une phase de freinage récupératif au cours de laquelle l'alterno-démarreur 15 transforme une partie de l'énergie cinétique du véhicule en énergie électrique.
Un calculateur 20 comporte une mémoire stockant des instructions logicielles pour la mise en œuvre du procédé selon l'invention de pilotage de l'alterno-démarreur 15.
Le calculateur 20 commande une étape d'activation d'un mode neutre (Bacv) correspondant à un fonctionnement en roue libre de l'alterno-démarreur 15 lorsque les conditions ci-dessous sont remplies : - le moteur thermique 11 est en fonctionnement, c’est-à-dire que l’état moteur Bet_mth est à 1, et - une stratégie d’optimisation énergétique BoptiPMI entre le moteur thermique 11 et l’alterno-démarreur 15 est inactive. Lorsqu’elle est active, une telle stratégie vise à répartir de façon optimale une consigne de couple entre le moteur thermique 11 et l’alterno-démarreur 15, et l'une des deux conditions ci-dessous est remplie : - l'alterno-démarreur 15 est en surchauffe, c’est-à-dire que la température BTherm devient supérieur à un seuil par exemple de l’ordre de 120% d’une température nominale de fonctionnement, ou - une consigne de couple Bf_BSG de l'alterno-démarreur 15 est faible voire nulle. Une consigne de couple faible de l’alterno-démarreur 15 est comprise entre une valeur de l’ordre de -3N.m et une valeur de l’ordre de +3N.m. Par « de l’ordre de », on entend une variation de plus ou moins 10% par rapport à la valeur indiquée.
L’équation logique de la stratégie d’activation du mode neutre Bacv est donc la suivante : Bacv = (Bet_mth) ET (BoptiPMI) ET [(BTherm) OU (Bf_BSG)]
Il est à noter que dans le mode neutre, aucun couple moteur n'est appliqué sur l’arbre de l’alterno-démarreur 15 par ledit alterno-démarreur 15.
La illustre une phase d’activation du mode neutre de l’alterno-démarreur 15.
A l’instant t1, le moteur thermique 11 est démarré (Bet_mth=1) alors que la consigne de couple de l’alterno-démarreur Bf_BSG est proche de 0N.m, la stratégie d’optimisation énergétique est inactive (BoptiPMI=0), et l'alterno-démarreur 15 n’est pas en surchauffe (Btherm est inférieur à la valeur seuil). Les conditions sont donc réunies pour faire passer l’alterno-démarreur 15 en mode neutre.
A l’instant t2, le mode neutre est activé après une période de temporisation.
A l’instant t3, l’alterno-démarreur 15 passe en surchauffe (cf. Btherm). Le mode neutre est maintenu.