INPI-France/Brevets-Francais-2024-Chunked huggingface dataset:
En contrepartie, le phénomène de pièges est présent et impacte significativement les performances réelles atteignables avec cette technologie. Ces pièges résultent d’impuretés ou de défauts dans le réseau cristallin ou à sa surface. L’étude de ces pièges est indispensable afin de mieux en comprendre les mécanismes et d’en limiter les effets sur les performances du composant mais aussi afin de les modéliser pour en tenir compte lors de la phase de conception.
La technique de mesure en mode impulsionnel permet de caractériser les effets transitoires induits par les pièges dans le transistor tout en diminuant l’impact des effets thermiques. Cette méthode de mesure consiste à appliquer des signaux impulsionnels sur les accès du composant (généralement la grille et le drain) et d’en mesurer les réponses, à savoir les tensions et courants résultants. Dans sa version standard, cette technique de mesures en mode impulsionnel est à deux niveaux (on parle aussi de système à simple impulsion). Le signal est constitué d’un niveau fixe (niveau de polarisation) et d’un niveau variable (le niveau de l’impulsion). Ainsi, il est possible de mesurer les caractéristiques I-V (courant-tension) d’un composant en balayant le niveau variable (impulsionnel) autour d’un point fixe (le niveau de polarisation) et ainsi de modifier l’état de charge des pièges dans le composant. Généralement, dans la technique standard, une première impulsion continue dont le niveau de tension est constant sur toute la durée de la première impulsion est appliquée sur la grille du transistor, et simultanément une seconde impulsion continue dont le niveau de tension est constant sur toute la durée de la seconde impulsion est appliquée sur le drain du transistor. Dans le cas d’un composant ayant une sensibilité à la commande de drain et en raison de l’asymétrie des constantes de temps de capture et d’émission des pièges dans le transistor, un système à simple impulsion aura pour conséquence de fixer le niveau moyen des pièges pour Vds Vds0 (où Vds est la tension drain-source impulsionnelle du transistor, et Vds0 est la tension drain-source au point de polarisation).
La compréhension des phénomènes de pièges par la mesure en mode impulsionnel a permis d’améliorer cette technique. Un raisonnement similaire pour être fait sur la grille, mais il faut dans ce cas considérer la valeur absolue de Vgs (|Vgs|). Une manière de tenir compte de l’état de charge réel des pièges, à savoir celui imposé par l’environnement du composant dans son application finale, consiste à appliquer une pré-impulsion continue (c’est-à-dire, ayant un niveau de tension constant sur toute la durée de la pré-impulsion) afin de conditionner l’état de charge des pièges à un niveau adéquat en fonction de l’application finale. Ainsi, cette technique est dite à trois niveaux (ou système à double impulsion), à savoir les deux niveaux de la technique standard et un niveau supplémentaire qui est celui de la pré-impulsion. Cette technique améliorée permet ainsi de fixer l’état de charge des pièges dans les conditions d’utilisation représentatives de la droite de charge optimale.
La modélisation des phénomènes de pièges dans les technologies de semi-conducteur III-V est un enjeu majeur pour la conception de circuit micro-ondes. En effet, ces pièges entraînent la dégradation des performances attendues du composant (diminution de la puissance de sortie et du rendement en puissance ajoutée, par exemple). Une façon de mettre les effets de pièges en évidence est d’effectuer des mesures I-V en mode impulsionnel à différents points de polarisation. On constate alors que les réseaux I-V mesurés diffèrent en fonction du point de polarisation du transistor. Pour des points de polarisation éloignés du point de polarisation Vgs0 = 0V et Vds0 = 0V, une diminution de la valeur de saturation du courant et également une augmentation de la tension de coude sont constatées, entraînant de fait une diminution des performances en régime fort signal.
Le système à double impulsion (ou à trois niveaux) a l’avantage de fixer l’état de charge des pièges sur l’ensemble du réseau I-V et ainsi de minimiser l’asymétrie des constantes de temps de charge et d’émission des pièges. Contrairement à un système à simple impulsion (ou à deux niveaux), dans le système à double impulsion, les réseaux I-V sont quasiment identiques quel que soit le point de polarisation, cela est dû au fait que l’état de charge des pièges est fixé par la pré-impulsion et non par le point de polarisation lui-même. Cependant, dans les systèmes à double impulsion existants, le niveau de la pré-impulsion est fixé à un niveau constant imposant un état de charge des pièges constant quelle que soit la zone de la caractéristique I-V explorée, ce qui ne permet pas de prendre en compte les effets dynamiques des pièges dans le transistor.
En outre, il est également à noter que l’amplitude d’un signal RF appliqué sur la grille du transistor a également un impact sur l’état de charge des pièges du transistor. Il a en effet été montré que l’état de charge des pièges dans le transistor est modifié en fonction du niveau de puissance appliqué au signal RF. En effet, pour des applications micro-ondes, les signaux réels d’excitation des transistors ont une caractéristique élevée de rapport entre puissance crête et puissance moyenne (PAPR). Cela signifie que l’enveloppe du signal RF varie au cours du temps entraînant une variation importante de la puissance instantanée. Les effets de pièges sont des phénomènes transitoires qui évoluent donc dans le temps en fonction des niveaux des tensions appliquées au transistor. Ainsi, l’état de charge des pièges est impacté de manière dynamique par la variation instantanée des signaux et donc l’enveloppe du signal RF.
Ainsi, comme il a été présenté ci-dessus, la polarisation ainsi que l’amplitude de l’enveloppe du signal RF modifient l’état de charge des pièges entraînant la dégradation des performances du transistor de manière dynamique.
La prise en compte de ces effets dynamiques est ainsi primordiale et nécessite la caractérisation et la modélisation de ces phénomènes de manière plus précise.
Cependant, les techniques connues de mesure I-V en mode impulsionnel (à savoir à simple impulsion ou à double impulsion), servant à la modélisation de la source de courant de sortie du transistor, ne permettent pas de tenir compte des états de charges dynamiques des pièges dans les conditions d’utilisation de l’application finale et ne permettent donc pas de représenter le comportement réel du transistor dans son environnement final.
La présente invention vise à résoudre les inconvénients de l’état antérieur de la technique, en proposant un procédé de caractérisation en mode impulsionnel d’un transistor à semi-conducteur III-V, dans lequel une pré-impulsion RF variable est appliquée préalablement sur la grille du transistor, puis une première impulsion à courant continu (DC pour « Direct Current », ou CC pour « Courant continu ») est appliquée sur la grille du transistor et une seconde impulsion DC est appliquée sur le drain du transistor, le niveau de puissance de la pré-impulsion RF étant défini selon une première loi de variation prédéterminée de manière à modifier de manière dynamique l’état de charge des pièges dans le transistor. Le procédé selon la présente invention permet ainsi la mesure du réseau I-V du transistor en tenant compte de la variation dynamique de l’état de charge des pièges, ce qui permet une modélisation plus précise de la source de courant de sortie du transistor dans des conditions proches de celles de l’application finale.
La présente invention a donc pour objet un procédé de caractérisation en mode impulsionnel d’un transistor à semi-conducteur III-V, le transistor comprenant une grille, un drain et une source, caractérisé par le fait que ledit procédé comprend les étapes suivantes :
a) définir un point de polarisation du transistor correspondant à une tension grille-source de polarisation Vgs0 et à une tension drain-source de polarisation Vds0 ;
b) définir une impédance de charge appliquée au drain du transistor ;
c) définir une période T, et pour chaque période T :c1) appliquer une pré-impulsion radiofréquence, RF, sur la grille du transistor de manière à fixer l’état de charge des pièges dans le transistor, ladite pré-impulsion RF ayant une fréquence f0 prédéfinie, une durée de pré-impulsion TRF prédéfinie et un niveau de puissance NRF défini selon une première loi de variation prédéterminée ;
c2) après la pré-impulsion RF, appliquer une première impulsion à courant continu (DC) sur la grille du transistor et une seconde impulsion DC sur le drain du transistor, la première impulsion DC ayant une première durée T1 et la seconde impulsion DC ayant une seconde durée T2, les première et seconde durées T1, T2 étant au moins partiellement simultanées, la première impulsion DC et la seconde impulsion DC ayant, respectivement, un premier niveau DC N1 et un second niveau DC N2 définis selon une seconde loi de variation prédéterminée ; et
c3) pendant une durée de mesure TM pendant l’application simultanée des première et seconde impulsions DC, mesurer le courant Id circulant dans le drain du transistor ;
La vitesse sonique est définie par une vitesse du fluide égale à la vitesse du son (Nombre de Mach égal à 1).
Un col sonique s’étend comme la section minimale de passage du fluide dans un équipement (dans une turbine dans notre cas), le col sonique étant précédé et succédé par des parties où la section de passage du fluide est supérieure à celle du col sonique. On parle de col sonique lorsque la section minimale permet de passer à une vitesse sonique pour certaines conditions d’entrée dans la turbine. Par exemple, pour un flux axial (orienté dans la direction de l’axe longitudinal), le col sonique sera la section de passage minimale et orthogonale à l’axe du flux.
Le col sonique génère un blocage sonique au niveau du col : en d’autres termes, même en augmentant le débit du fluide en entrée ou la pression en entrée, la vitesse du fluide au niveau du col sonique ne pourra pas excéder un nombre de Mach égal à 1.
La section du col sonique A c peut être déterminé à partir de la conservation du débit entrant dans la turbine, de la vitesse du son c et de la masse volumique du fluide au niveau du col ρ C .
étant le débit massique du fluide entrant dans la turbine
A étant la section de passage du fluide à l’entrée de la turbine
v : la vitesse du fluide à l’entrée de la turbine
ρ : la masse volumique du fluide à l’entrée de la turbine.
Les conditions déterminées sont des conditions suffisantes pour avoir la possibilité de passer à une vitesse sonique au niveau du col : par exemple, si le débit d’entrée du fluide est insuffisant, il ne sera pas possible d’atteindre une vitesse sonique dans le col. De manière similaire, si le rapport entre la section de passage du fluide à l’entrée de la turbine A et le col sonique Ac est insuffisant, il ne sera pas possible de passer en vitesse sonique au col.
La pression statique Ps, dans un fluide en mouvement, est la pression que mesure un capteur qui se déplace à la même vitesse que le fluide.
La pression dynamique Pdyn correspond à une mesure de l’énergie cinétique d’un fluide par unité de volume.
La pression totale Pt (aussi appelée pression d’arrêt) correspond à la somme des pressions statiques et dynamiques (à l’endroit considéré). Elle correspond à la pression statique en un point d’arrêt dans un écoulement de fluide, la vitesse du fluide étant nulle au point d’arrêt.
Avec Ps : pression statique
Pt : pression totale
Pdyn : pression dynamique
Dans le cas d’une pression à régler inférieure à la pression du système, cela réduit les performances des autres fonctions qui devront travailler à une pression temporairement réduite.
Pour des outils qui demandent beaucoup de vitesse c’est-à-dire un fort débit, le limiteur hydromécanique 6 doit pouvoir évacuer les débits importants vers le réservoir 21 et cela sous haute pression qui est la pression de réglage du limiteur 6. Il faut donc adapter le dimensionnement du limiteur de pression à la puissance à évacuer. Cette puissance hydraulique perdue pendant quelques secondes peut représenter une perte importante.
De plus pour évacuer un débit important les raccords et flexibles doivent être de grand diamètre ce qui les rend encombrants et difficiles à implanter dans une installation hydraulique existante.
En fonction de la vitesse de rotation du système d’entraînement du groupe motopompe alimentant l’installation hydraulique, on peut avoir des fréquences parasites provoquées par des variations de pression qui doivent être limitées aux bornes du moteur ou du vérin hydraulique. Cela nécessite aussi la modification du tiroir de distribution.
La présente invention a pour but de remédier aux inconvénients des systèmes de commande connus de composants de circuits hydrauliques et de réaliser un circuit hydraulique permettant de faire fonctionner le composant hydraulique de façon plus efficace tout en simplifiant la mise en place de différents composants hydrauliques sur une même machine hydraulique, par l’ajustement de la pression de travail.
A cet effet, l’invention a pour objet un système de commande d’un composant hydraulique ce circuit étant caractérisé en ce que un système de commande de l’alimentation du composant hydraulique ayant un capteur de pression installé en amont du composant hydraulique en aval de l’orifice d’alimentation et fournissant l’information de pression du liquide hydraulique une pression de consigne un actionneur commandant le mouvement du tiroir de distribution une unité de commande pour générer le signal de commande de l’actionneur à partir de l’information de pression mesurée à l’orifice d’alimentation, de la pression de consigne et de la demande de l’opérateur un orifice de fuite dans le tiroir créant une fuite vers le réservoir entre l’orifice d’alimentation et le composant dans la phase initiale de la course du tiroir.
Le circuit hydraulique selon l’invention se réalise ou s’installe très simplement en combinant au circuit hydraulique connu, un capteur de pression d’alimentation pour surveiller cette pression, un orifice de fuite dans le tiroir du distributeur et une unité de commande permettant de gérer le fonctionnement du distributeur à tiroir selon la demande de l’opérateur en adaptant cette demande aux spécificités de fonctionnement des différents composants susceptibles d’être installés dans le circuit hydraulique, en paramétrant la gestion et en protégeant le circuit contre les chocs de pression ou les pressions excessives et en permettant un fonctionnement sans perte d’énergie.
Le système de commande selon l’invention s’installe très facilement sur une machine existante par un système compact. Le système permet, de façon générale, de limiter la perte énergétique, de récupérer le débit disponible et de travailler à une pression le cas échéant plus faible et maintenir une pression élevée pour les autres fonction. Plus généralement, le système de commande selon l’invention permet d’ajuster la pression de travail par l’unité de commande paramétrable.
Suivant une autre caractéristique avantageuse, l’unité de commande forme l’écart Ec entre l’unité de commande forme l’écart entre l’information de pression du capteur et la pression de consigne pour convertir cet écart de pression en un signal de base variant selon des paliers dans des zones de fonctionnement selon la position du tiroir de distribution, et une balance recevant le signal de demande de l’opérateur et le signal de base pour émettre un signal de commande égal au plus petit des deux signaux, la demande d’opérateur et le signal de base.
L’invention permet également de disposer d’une plage plus complète de réglages de la limitation de pression et de manière générale, d’assurer la stabilité du système à tous les régimes de fonctionnement.
En résumé, dans ce circuit hydraulique selon l’invention, en cas de surpression, avant que celle-ci n’atteigne le niveau de pression déclenchant le limiteur secondaire, l’unité de commande reçoit le signal de pression et génère le signal de commande du tiroir de distribution pour le rappeler dans la zone de décompression dans laquelle la section et donc le débit d’alimentation sont réduits et la pression peut être évacuée par l’orifice de fuite dont la section est légèrement supérieure ou égale à la section d’alimentation dans cette plage de fonctionnement.
Suivant une autre caractéristique avantageuse, les circuits des orifices d’alimentation, de décompression et de fuite du tiroir sont découpées en zone selon la position de déplacement du tiroir : une zone de fermeture étant la zone de fermeture de l’alimentation à partir de la position de fin de course du tiroir jusqu’à une position de début d’ouverture, une zone de décompression à la suite de la zone de fermeture et dans laquelle la section d’alimentation s’ouvre lentement en étant inférieure par la section de fuite, les sections d’alimentation (S3 et de fuite S5) étant très inférieures à la section de décompression, une zone de maintien en pression dans laquelle la section de fuite redescend et passe en-dessous de la section d’alimentation, une zone de distribution dans laquelle la section de l’orifice de fuite n’intervient que très faiblement une zone de plein débit dans laquelle la section de fuite n’intervient pratiquement plus.
Suivant une autre caractéristique avantageuse, l’unité de commande comporte une table de compensation de température recevant le signal de base SCo pour le compenser en fonction de la température du liquide hydraulique, fournie par le capteur de température détectant la température du liquide hydraulique du circuit, le signal SCC compensé en température étant appliqué à la balance recevant le signal de demande DO de l’opérateur et ce signal compensé en température SCC pour former le signal de commande à partir du plus petit de ces deux signaux.
La présente invention sera décrite ci-après de manière plus détaillée à l’aide d’un mode de réalisation d’un circuit hydraulique selon l’invention, représenté dans les dessins annexés dans lesquels :
Dans une étape (d1), on met d’abord en position la troisième couronne de déformation 43, comme illustré à la . Cette troisième couronne de déformation 43 va venir déformer notamment les portions de soudage des jambes intérieures des conducteurs électriques à un premier pas P1.
La troisième couronne de déformation 43 est de forme générale circulaire et crénelée, comportant en particulier autant de créneaux que d’encoches au stator pour recevoir les portions de soudage des conducteurs électriques. Les créneaux 49 sont réguliers, étant tous régulièrement répartis sur sa circonférence.
Dans l’exemple décrit, elle comporte 63 créneaux 49, comme visible sur la , pour un stator comportant 63 encoches et 6 pôles. Cette troisième couronne de déformation permet de déformer les 63 portions de soudage des jambes intérieures des conducteurs électriques à un premier pas P1.
Dans une étape (d2), on met en position la première couronne de déformation 41, comme illustré à la . Cette première couronne de déformation 41 va venir déformer une partie des portions de soudage des jambes extérieures 22f des conducteurs électriques à un deuxième pas P2, ainsi que toutes les portions de soudage des jambes extérieures des conducteurs électriques décalés radialement à l’étape (c).
Cette première couronne de déformation 41 est de forme générale circulaire et crénelée, comportant un nombre de créneaux 49 égal au nombre d’encoches du stator duquel on déduit le nombre de créneaux de la deuxième couronne de déformation 42 décrite ci-après.
Dans l’exemple décrit, elle comporte 42 créneaux 49, pour un stator comportant 63 encoches et 6 pôles. Cette première couronne de déformation 41 permet de déformer 42 portions de soudage des jambes extérieures des conducteurs électriques à un deuxième pas P2.
La première couronne de déformation comporte également des encoches 48 qui permettent également de déformer toutes les portions de soudage des jambes extérieures des conducteurs électriques décalés radialement à l’étape (c), notamment six encoches 48 pour six portions de soudage décalées radialement à l’étape (c).
Elle comporte également des fenêtres 45 pour recevoir des pattes 46 de la deuxième couronne de déformation 42. Les fenêtres 45 de la première couronne de déformation ont une étendue circonférentielle plus longue que les pattes 46 de la deuxième couronne de déformation 42, ce qui peut permettre le déplacement en rotation de la deuxième couronne de déformation dans la première couronne de déformation.
Dans une étape (d3), on met en position la deuxième couronne de déformation 42, comme illustré à la . Cette deuxième couronne de déformation 42 peut venir déformer notamment les autres portions de soudage des jambes extérieures des conducteurs électriques à un troisième pas P3.
La deuxième couronne de déformation 42 est configurée pour être imbriquée dans la première couronne de déformation 41, et pour s’y déplacer en rotation.
La deuxième couronne de déformation 42 est de forme générale circulaire et crénelée, comportant en particulier des pattes 46 reçues chacune dans une fenêtre 45 de la première couronne de déformation 41. Les pattes 46 peuvent se déplacer dans les fenêtres 45 lorsque la deuxième couronne de déformation 42 se déplace en rotation dans la première couronne de déformation 41. Les pattes 46 sont crénelées, comportant des créneaux 49.
Dans l’exemple décrit, la deuxième couronne de déformation comporte 15 créneaux 49 répartis sur 4 pattes 46, pour un stator comportant 63 encoches et 6 pôles.
Dans une étape (d4), on remet en position contre la masse statorique les couronnes intérieure 31 et extérieure 32 de positionnement. La couronne extérieure de positionnement 32 descend en hélice afin de suivre l’inclinaison des conducteurs électriques d’entrée et/ou de sortie de phase qui sont placés sur la troisième couche la plus extérieure Ext. La couronne intérieure de positionnement 31 descend parallèlement à l’axe longitudinal du stator. Pendant ce mouvement de remise en position, les doigts mobiles des couronnes intérieure et extérieure de positionnement sont en position escamotée.
Une fois les couronnes intérieure et extérieure de positionnement remises en position, les doigts mobiles peuvent être replacés en position d’emprise avec les conducteurs électriques. Ce mouvement permet d’obtenir la protection des isolants en sortie d’encoche lors de l’étape suivante.
Dans une étape (d5), on entraine en rotation simultanée les première, deuxième et troisième couronnes de déformation 41, 42, 43, avec des pas différents, comme illustré à la .
En particulier, la deuxième couronne de déformation est mise en rotation par rapport à la première couronne de déformation. On a illustré à la la position de départ des première et deuxième couronnes de déformation, et à la leur position d’arrivée. Les première et deuxième couronne de déformation sont mises en rotation dans une première direction, mais pas au même pas, tandis que la troisième couronne de déformation est mise en rotation dans une deuxième direction opposée à la première direction.
Le galet 4 et le support fixe 2 sont des pièces dimensionnelles qui peuvent être échangées pour s'adapter à différentes tailles de tubes. Une même vanne peut donc être utilisée de manière optimale avec différentes échelles de débit. La denture radiale permet un accouplement sans jeu, une fois serrée, contrairement à d'autres solutions comme la clavette qui demanderait des ajustements très précis, donc difficiles à assembler, pour réduire le jeu en rotation.