INPI-France/Brevets-Francais-2024-Chunked huggingface dataset:
Selon l’un des aspects de l’invention, l’élément amortisseur est de forme annulaire avec un passage central, et l’élément de retenue, notamment en métal tel que de l’acier ou de l’aluminium, comprend une partie cylindrique qui s’étend à travers le passage central de l’élément amortisseur.
Selon l’un des aspects de l’invention, la partie cylindrique de l’élément de retenue se prolonge à chaque extrémité par une tête d’appui dont l’une est en appui sur l’élément amortisseur.
Selon l’un des aspects de l’invention, l’organe de fixation amortisseur comprend, outre l’élément amortisseur et l’élément de retenue, une bague, notamment métallique, configurée pour servir d’appui pour l’élément de retenue.
Selon l’un des aspects de l’invention, l’élément de retenue comprend une tête en appui sur cette bague.
Selon l’un des aspects de l’invention, l’élément de retenue, notamment sa partie cylindrique, s’étend à travers une ouverture ou une fente du support, et l’élément amortisseur est placé en regard de cette ouverture ou cette fente, en appui contre le support, et la bague est placée en regard de cette ouverture ou cette fente, en appui contre une face du support opposée à la face sur laquelle est placé l’élément amortisseur.
Ainsi l’élément amortisseur et la bague sont maintenus en appui sur deux faces opposées du support, notamment sur deux faces opposées d’une aile du support, par l’élément de retenue.
Selon l’un des aspects de l’invention, l’élément amortisseur est annulaire.
Selon l’un des aspects de l’invention, l’élément amortisseur comprend une base en appui sur une face du support et une extension cylindrique s’étendant dans l’ouverture ou la fente du support.
Selon l’un des aspects de l’invention, la partie cylindrique de l’élément de retenue passe à l’intérieur de l’extension cylindrique de l’élément amortisseur.
A titre d'exemple, notamment pour un caloduc en alliage d'aluminium utilisant l'ammoniac comme fluide de travail, les plaques intercalaires 20 ont une épaisseur comprise entre 0,5 mm et 6 mm, de préférence égale à 2 mm.
Les plaques d’extrémité 22 ont une épaisseur comprise entre 1 mm et 3 mm, de préférence égale à 2 mm.
La largeur dans le plan XZ d’un canal de liaison 12 est comprise entre 0,1 et 1mm, de préférence de l’ordre de 0,2mm.
L’épaisseur de structuration 14 dans le plan XZ délimitant l’espace entre deux canaux de liaison adjacents est comprise entre 0,2 et 2mm, de préférence de l’ordre de 0,4mm.
La largeur dans le plan YZ d’un canal liquide 11 est comprise entre 0,5 et 4mm, de préférence de l’ordre de 3mm.
Les dimensions extérieures des caloducs selon l’invention sont comprises entre quelques centimètres et quelques mètres. La taille maximale des caloducs est en général limitée par l'outillage disponible. En effet, l'assemblage des tôles par brasure sous vide requiert des fours sous vide de grande taille, de quelques mètres de longueur. Pour la découpe et l'usinage des tôles, des machines de grande taille sont également requises. En outre, la tenue mécanique de tôles avec des découpes de faible largeur et de grande longueur est à prendre en compte. Par exemple, les fenêtres sont réalisées par poinçonnage, découpage, par exemple au laser ou au jet d'eau.
Le fait de réaliser des canaux de liaison 12 transversalement à l’axe longitudinal du caloduc permet d’augmenter les zones de brasage B entre plaques 20, 22, puisque présentes désormais de part et d’autre de chaque canal liquide 11. On augmente ainsi la résistance à la pression du caloduc et par-là on peut diminuer les épaisseurs périphériques dans la section du caloduc, et donc on réalise un gain de masse et de volume pour un caloduc 1 selon l’invention.
Pour mettre en exergue ces gains en volume et masse d’un caloduc 1 réalisé avec des canaux de liaison transversaux 12, i.e. selon la direction Y comparativement à un caloduc selon l’état de l’art avec des canaux de liaison longitudinaux, i.e. selon la direction X, les inventeurs de la présente invention ont réalisé des calculs mécaniques par éléments finis.
Ces configurations comparatives sont illustrées respectivement aux figures 8 et 10 pour un caloduc 1 selon l’état de l’art et aux figures 9 et 10 pour un caloduc 1 selon l’invention.
Les calculs mécaniques montrent ainsi qu’en appliquant une pression interne de 130 bars, il faudrait, pour ne pas dépasser la limite élastique de l’alliage d’aluminium, des plaques de fermeture 22 de 2,1mm d’épaisseur pour le caloduc 1 selon les figures 8 et 10, tandis qu’une épaisseur de 1,4mm suffit pour un caloduc 1 selon l’invention. Par conséquent, cela représente un gain en masse de 24%, et un gain de volume de 11% à limite capillaire égale.
D’autres calculs thermo-hydrauliques permettent d’établir également des gains pour un caloduc 1 selon l’invention comparativement à un caloduc 1 selon l’état de l’art.
La illustre respectivement les gains sur le volume du ménisque d’interface liquide-vapeur et sur la longueur des lignes triples en fonction de l’espace entre deux canaux de liaison transversaux 12 adjacents. . On précise ici que pour l’exemple comparatif selon l’état de l’art et l’exemple selon l’invention, la largeur des canaux de liaison 12 est la même et égale à 0,2mm. De ces courbes de la , il ressort que :
- pour un espace entre deux canaux transversaux 12, égal à 8 mm, le volume du ménisque est équivalent à celui d’un caloduc 1 selon l’état de l’art. En revanche, le gain est de 40% sur la longueur des lignes triples,
- pour un espace entre deux canaux transversaux 12, égal à 4 mm, le gain en volume du ménisque est de 60% comparativement à celui d’un caloduc 1 selon l’état de l’art. Le gain est de 140% sur la longueur des lignes triples.
Cela implique donc un gain sur la résistance thermique à l’évaporateur Z E et au condenseur Z C qui doit dépendre de la longueur des lignes triples.
Par ailleurs, le volume du ménisque est plus important ce qui permet de réduire la longueur d’un canal de liaison 12 (pour retrouver un volume de ménisque équivalent), ou d’avoir plus de sécurité en cas de reculée du ménisque pour éviter le désamorçage du caloduc.
Si le superviseur eVCU reçoit de la part d’un contrôleur une demande de s'endormir/se mettre en veille, alors que la fonction de régulation de vitesse adaptative ACC est active, le superviseur eVCU détecte une anomalie et lance une quatrième reconfiguration identique ou similaire à la première reconfiguration détaillée plus haut. Le code défaut peut être différent.
La relance du système et le maintien ou non du code défaut sont identiques ou similaires ceux décrits précédemment.
L’invention est applicable aux véhicules électriques, hybrides et à pile à combustible.
Procédé et système d’anti-démarrage d’un véhicule motorisé. La présente invention concerne les procédés et systèmes d’anti-démarrage d’un véhicule motorisé, notamment de type automobile.
Arrière-plan technologique Un système d’anti-démarrage de véhicule motorisé est un système de sécurité électronique conçu pour bloquer le démarrage d’un véhicule motorisé, en cas d’absence d’un dispositif de déverrouillage de type clé, télécommande ou autre. Un système d’anti-démarrage de véhicule motorisé permet, de ce fait, d’augmenter le niveau de sécurité d’un véhicule contre tout vol ou toute utilisation non autorisée, grâce à une technologie plus avancée qu’un déverrouillage par clé de contact.
Les premiers systèmes d’anti-démarrage de véhicule motorisé demandaient à ce que le conducteur effectue un certain nombre d’actions selon un ordre prédéterminé pour que le véhicule démarre. S’il commettait une erreur durant cette procédure, une alarme se déclenchait et le véhicule ne démarrait pas.
Grâce au développement des technologies numériques, les systèmes d’anti-démarrage de véhicule motorisé ont été améliorés notamment en introduisant des moyens électroniques. Actuellement, les systèmes anti-démarrages sont constitués de clé ou de tout autre dispositif de déverrouillage, d’un transpondeur, intégré dans chaque clé pour communiquer avec le véhicule, d’un boîtier de contrôle antidémarrage embarqué du véhicule, c’est celui-ci qui va autoriser les fonctions d’allumage et d’alimentation d’un moteur du véhicule et d’une bobine de transpondeur, qui est l’interface ou l’antenne entre le transpondeur dans la clé et le boîtier de contrôle anti-démarrage. En pratique, lorsque le dispositif de déverrouillage est détecté, le boîtier de contrôle anti-démarrage effectue une vérification sur la présence du transpondeur dans ce dispositif de déverrouillage détecté. S’il détecte un transpondeur, le boîtier de contrôle anti-démarrage émet un code aléatoire. Le démarrage d’un moteur du véhicule est alors autorisé (les fonctions de démarrage et d’alimentation sont activées) lorsque, suite à la réception du code aléatoire, le dispositif de déverrouillage renvoie un code d’authentification validé par le boîtier de contrôle anti-démarrage.
D’autres systèmes anti-démarrage sont aussi liés à un système de traçage ou de géolocalisation qui permettent de suivre le trajet parcouru par un véhicule directement via un ordinateur et permettre au propriétaire de ce véhicule de le contrôler et de l’immobiliser à distance via une plateforme dédiée sécurisée. Ces dispositifs et ces applications sont parfois regrouper sous le terme « télématique ». En d’autres termes, ce nouveau type de système d’anti-démarrage de véhicule motorisé combine un dispositif informatique à des moyens de télécommunication.
Ces systèmes d’anti-démarrage de véhicule motorisé accroissent la sécurité des systèmes antérieurs uniquement basés sur des dispositifs de déverrouillage car ces dispositifs de déverrouillage peuvent être dupliqués.
De plus, les systèmes d’anti-démarrage de véhicule motorisé existants ne permettent pas d’authentifier un conducteur occasionnel du véhicule lorsque le véhicule est prêté par un propriétaire à ce conducteur occasionnel. Les systèmes anti-démarrage ne permettent pas non plus de sauvegarder des échecs d’authentification.
Par ailleurs, ces systèmes d’anti-démarrage de véhicule motorisé utilisent du matériel dédié tel que des antennes, un boîtier de contrôle anti-démarrage, etc, qui sont coûteux financièrement parlant.
Un objet de la présente invention est d’améliorer le contrôle du démarrage de véhicule motorisé.
Un autre objet de la présente invention est d’améliorer la sécurité et la simplicité d’utilisation des systèmes d’anti-démarrage de véhicule motorisé existants.
Un autre objet de la présente invention est de fournir un système d’anti-démarrage de véhicule motorisé qui soit adapté pour sauvegarder des échecs d’authentification et/ou des refus de demande de démarrage.
Un autre objet de la présente invention est de fournir un système d’anti-démarrage de véhicule motorisé peut coûteux financièrement comparés aux systèmes existants.
Fonctionnement de l’adjonction d’eau L’ajout d’eau est contrôlé par un contrôleur PID avec plusieurs modes, dont le plus poussé, le mode Cascade, permet de fixer une consigne d’humidité voulue en entrée de l’équipement de granulation : le contrôleur calcule alors une dose d’eau adaptée et pilote l’ouverture de la vanne proportionnelle d’eau pour obtenir ce débit.
Pour calculer cette dose d’eau le contrôleur récupère les informations suivantes : consigne d’humidité cible voulue donnée par l’opérateur, humidité réelle mesurée du frass en entrée du malaxeur via un capteur d’humidité (3 ème mesure de la ligne frass après les deux mesures amont et aval sécheur), débit de l’équipement de granulation à l’instant t, débit réel d’eau injectée via un débitmètre en ligne installé entre la vanne de régulation d’eau et les buses d’injection d’eau dans le malaxeur.
Le contrôleur est chargé d’adapter sa consigne d’ouverture de vanne pour suivre les variations d’humidité mesurée et de débit de frass dans l’équipement de granulation afin d’assurer une humidité en entrée stable à la consigne donnée.
Granulation Pour être granulé le frass est injecté via le malaxeur (70) dans le corps de l’équipement de granulation (80) et y est écrasé par des galets sur une filière de compression. Il est compressé dans les trous de la filière et les granulés sont ensuite sectionnés par des couteaux sous la filière.
La pression sur la tête de galets permettant d’écraser le frass est appliquée par un groupe hydraulique.
Le choix de filière déterminera un taux de compression et un diamètre de granulés, dont dépendra la qualité et les caractéristiques des granulés produits (par exemples durabilité, taux de fines, dégradabilité).
Extraction des buées Un système d’extraction des buées de l’équipement de granulation a été installé pour éviter l’envoi des buées produites dans la manutention vers l’hygiéniseur. L’envoi de ces buées provoquerait de la condensation dans le transporteur à chaines et des amas de frass pouvant obstruer à terme les conduits.
Le système consiste en une vis sans âme raccordée à la sortie de l’équipement de granulation (via un conduit démontable) et au sécheur pour pouvoir récupérer les condensats déposés dans la gaine d’aspiration et les renvoyer vers le sécheur. La mise en dépression du système est assurée par les ventilateurs du sécheur et permet l’aspiration des buées dans la conduite.
Stratégies de pilotage globale du sécheur (10) et de la granulation (80)
Le procédé de granulation est fortement dépendant du frass à transformer, et notamment sa granulométrie, composition chimique, température ou encore son taux d’humidité. La qualité des granulés produits est donc également fortement impactée par des fluctuations de ces caractéristiques.
L’humidité du frass en entrée de l’équipement de granulation est particulièrement critique et impacte la qualité des granulés en sortie, mais aussi la capacité nominale de l’équipement de granulation.
Spécifications des granulés de frass Les granulés de frass sont voués à être épandus et doivent répondre à certains critères qualité. Durabilité : ce critère caractérise la tendance des granulés de frass à produire des fines (de la poussière de frass sec) lorsque soumis à des efforts liés à de la manutention (mécanique, ou lors de transport et manipulation de contenants type sacs). Un granulé de bonne qualité correspond à une durabilité la plus élevée possible. Taux de fines : le frass en granulés doit avoir un taux de fines le plus faible possible avant d’être conditionné afin que l’utilisateur final qui utilise les granulés ait un minimum de pertes. Tenue du granulé ou dégradabilité : un bon granulé d’engrais organique doit pouvoir également se dissoudre facilement dans l’eau afin de pouvoir relâcher les nutriments qu’il contient dans les sols
Deux paramètres influent grandement sur ces paramètres : le taux d’humidité du frass en entrée de l’équipement de granulation et le taux de compression de la filière.
L’humidité acceptable (vis-à-vis des critères de qualité ci-dessus) en entrée de l‘équipement de granulation a été déterminée entre 10 et 20%. En dehors de ces limites, un granulé est considéré comme ayant une qualité insatisfaisante. Pour une humidité de moins de 10%, l’intensité moteur de l‘équipement de granulation est instable dû à un frass entrant trop sec (trop dur à granuler) et pour une humidité supérieure à 20% les granulés produits ne se tiennent pas bien et ont un aspect non satisfaisant.
Fonctionnement du sécheur et importance de l’adjonction d’eau
L’humidité du frass en entrée sécheur (10) est subie et dépend d’une multitude de facteurs inhérents aux conditions d’élevages des larves d’insectes. Il est donc extrêmement difficile d’établir un régime de séchage donnant une humidité stable en sortie sécheur dans la fourchette d’humidité admissible.
(6) Deuxième croissance de grains: le flux de la solution de sel métallique a été maintenu à 30 L/h, du bicarbonate d'ammonium a été alimenté selon le rapport de concentration massique de l'ammonium par rapport au cobalt de 0,92: 1, la température a été maintenue à 35℃, et l'agitation a été effectuée à 28 Hz. La cuve a été laissée à reposer pour une extraction jusqu'à ce que le mélange soit clair immédiatement après que la cuve ait été surchargée, et la cuve a été divisée en deux lorsque le D50 a augmenté à 14 μm. Ensuite, les flux et les températures de la solution de sel métallique ci-dessus et de la solution de bicarbonate d'ammonium ont été maintenus pour continuer à réagir, une agitation a été effectuée à 26 Hz, la cuve a été laissée à reposer pour une extraction jusqu'à ce que le mélange soit clair immédiatement après que la cuve ait été surchargée, et la réaction a été terminée lorsque le D50 a augmenté à 18 µm.
(7) Post-traitement : le carbonate de cobalt a été lavé par centrifugation avec une machine centrifuge, et de l'eau pure à 70℃ a été utilisée comme eau de lavage.
L'exemple a fourni un procédé de préparation de particules de carbonate de cobalt dopées à l'aluminium à morphologie contrôlée, comprenant les étapes suivantes :
(1) Préparation d'une solution de sel métallique et d'une solution de précipitant : un sel de cobalt et un sel de métal soluble dopé ont été ajoutés dans un réservoir de préparation de solution métallique. Le sel de cobalt était du nitrate de cobalt hexahydraté, avec une concentration de 2 mol/L. Le sel dopé de métal soluble était du sulfate d'aluminium octadécahydraté. Le rapport de concentration massique de l'aluminium au cobalt était de 0,08:1. Le précipitant était une solution de carbonate d'ammonium, avec la concentration de 2,5 mol/L.
(2) Préparation de la solution basique : une quantité appropriée de carbonate d'ammonium a été mise dans une cuve de réaction pour préparer une solution à 2,5 mol/L en tant que solution basique, le volume de la solution étant de 0,5 fois le volume total de la cuve de réaction.
(3) Synthèse du germe cristallin : la solution de sel métallique et la solution de précipitant dans l'étape (1) ont été ajoutées en parallèle dans la cuve de réaction dans l'étape (2), le flux de la solution de sel métallique mixte étant de 10 L/h, et le carbonate d'ammonium ayant été alimenté selon le rapport de concentration massique de l'ammonium par rapport au cobalt de 0,61:1. La température a été élevée à 40°C, et une agitation a été réalisée à 20 Hz (agitation par une hélice à couche unique, la même ci-dessous) pour obtenir les cristaux de germe de démarrage avec un D50of de 5 µm.
(4) Croissance de grain : après que la synthèse du germe cristallin ait été achevée, le flux de la solution de sel métallique a été augmenté à 20 L/h, le carbonate d'ammonium a été alimenté selon le rapport de concentration massique d'ammonium par rapport au cobalt de 0,61:1, la température a été maintenue à 40℃, et l'agitation a été effectuée à 20 Hz. La cuve a été laissée à reposer pour une extraction jusqu'à ce que le mélange soit clair immédiatement après que la cuve ait été surchargée, et la cuve a été divisée en deux lorsque le D50 a augmenté à 9,5 μm.
(5) commande de la morphologie : le flux de la solution de sel métallique a été maintenu à 20 L/h, le carbonate d'ammonium a été alimenté selon le rapport de concentration massique de l'ammonium par rapport au cobalt de 0,61:1, et la solution de KOH a été ajoutée pour favoriser la transformation morphologique. La concentration de la solution de KOH était de 0,6 mol/L, et le flux de la solution de KOH était de 0,4 fois celui du sel de cobalt. La température a été maintenue à 40℃, une agitation a été effectuée à 20 Hz, la réaction a été effectuée jusqu'à ce que la cuve ait été surchargée, et la cuve a été laissée à reposer pour une extraction jusqu'à ce que le mélange soit clair.
(6) Deuxième croissance de grains: le flux de la solution de sel métallique a été maintenu à 20 L/h, du carbonate d'ammonium a été alimenté selon le rapport de concentration massique de l'ammonium par rapport au cobalt de 0,61:1, la température a été maintenue à 40℃, et l'agitation a été effectuée à 20 Hz. La cuve a été laissée à reposer pour une extraction jusqu'à ce que le mélange soit clair immédiatement après que la cuve ait été surchargée, et la cuve a été divisée en deux lorsque le D50 a augmenté à 14,5 μm. Ensuite, les températures de la solution de sel métallique ci-dessus et de la solution de carbonate d'ammonium ont été maintenus pour continuer à réagir, une agitation a été effectuée à 20 Hz, la cuve a été laissée à reposer pour une extraction jusqu'à ce que le mélange soit clair immédiatement après que la cuve ait été surchargée, et la réaction a été terminée lorsque le D50 a augmenté à 19 µm.
(7) Post-traitement : le carbonate de cobalt a été lavé par centrifugation avec une machine centrifuge, et de l'eau pure à 60℃ a été utilisée comme eau de lavage.
Un exemple comparatif a fourni un procédé de préparation de particules de carbonate de cobalt dopées à l'aluminium, comprenant les étapes spécifiques suivantes :
(1) Préparation d'une solution de sel métallique et d'une solution de précipitant : un sel de cobalt et un sel de métal soluble dopé ont été ajoutés dans un réservoir de préparation de solution métallique. Le sel de cobalt était du sulfate de cobalt heptahydraté, avec une concentration de 3 mol/L. Le sel dopé de métal soluble était du sulfate d'aluminium octadécahydraté. Le rapport de concentration massique de l'aluminium au cobalt était de 0,015:1. Le précipitant était une solution de bicarbonate d'ammonium, avec la concentration de 3 mol/L.
(2) Préparation de la solution basique : une quantité appropriée de bicarbonate d'ammonium a été mise dans une cuve de réaction pour préparer une solution à 3 mol/L en tant que solution basique, le volume de la solution étant de 0,6 fois le volume total de la cuve de réaction.
(3) Synthèse du germe cristallin : la solution de sel métallique et la solution de précipitant dans l'étape (1) ont été ajoutées en parallèle dans la cuve de réaction dans l'étape (2), le flux de la solution de sel métallique mixte étant de 3 L/h, et le bicarbonate d'ammonium ayant été alimenté selon le rapport de concentration massique de l'ammonium par rapport au cobalt de 0,68:1. La température a été élevée à 48°C, et une agitation a été réalisée à 12 Hz (agitation par une hélice à couche unique, la même ci-dessous) pour obtenir les cristaux de germe de démarrage avec un D50 de 6,5 µm.
Comme visible sur les FIGURES, le filtre passe-bas d’entrée 7 comporte une première inductance LE1, une deuxième inductance LE2 et une troisième inductance LE3 reliant respectivement la première ligne de phase électrique P1, la deuxième ligne de phase électrique P2 et la troisième ligne de phase électrique P3 au circuit de correction 8.
- une première branche formée d’un premier transistor T1 et d’un deuxième transistor T2 reliés entre eux par leur borne drain et leur borne source et reliés en outre à une première borne d’un condensateur CR1. La seconde borne du condensateur CR1 est reliée à une première borne de l’enroulement primaire du transformateur 13. ; et
- une deuxième branche formée d’un troisième transistor T3 et d’un quatrième transistor T4 reliés entre eux par leur borne source et leur borne drain. La borne drain du troisième transistor T3 et la borne source du quatrième transistor T4 sont reliés à une première borne d’une inductance LR1. La seconde borne de l’inductance LR1 est reliée à une deuxième borne de l’enroulement primaire du transformateur 13.
- une première branche formée de deux transistors T5, T6 reliés entre eux par leur borne drain et leur borne source et reliés en outre, au niveau de ces bornes à l’une des bornes de l’enroulement secondaire du transformateur 13 ; et
- une deuxième branche formée de deux transistors T7, T8 reliés entre eux par leur borne drain et leur borne source et reliés en outre, au niveau de ces bornes, à l’autre des bornes de l’enroulement secondaire du transformateur 13.
Le circuit résonant 13T comporte :
- une première branche formée de deux transistors T9, T10 reliés entre eux par leur borne drain et leur borne source. La borne source du transistor T9 de la première branche du circuit résonant 13T est reliée à la borne drain du transistor T6 de la première branche du pont de puissance secondaire 13S. La borne drain du transistor T10 de la première branche du circuit résonant 13T est reliée à la deuxième ligne de haute tension HV- ; et