INPI-France/Brevets-Francais-2024-Chunked huggingface dataset:
Les champs pilotes étant injectés au niveau de l’extrémité distale du tronçon proximal de la première fibre et non à l’extrémité distal du tronçon distal de la première fibre comme dans les méthodes de l’art antérieur, la méthode de la présente invention peut être mise en œuvre sans nécessité d’optique contraignante placée au niveau de l’extrémité distale de la première fibre optique (qui est l’extrémité distale du tronçon distal). L’extrémité distale de la première fibre optique étant exempte de toute optique, il est possible d’approcher facilement l’extrémité distale de la première fibre d’un échantillon biologique de petite taille. Par exemple, l’extrémité distale du tronçon distal de la première fibre peut être insérée dans la tête d’une souris vivante afin d’y imager une zone de son cerveau.
La seconde fibre optique est de préférence une fibre multi-cœurs aux cœurs monomodes. La fibre optique multi-cœurs peut comprendre au moins autant de cœurs que de champs pilotes, chaque champ pilote étant transporté dans un cœur dédié de la fibre optique multi-cœurs avant d’être injecté au niveau de l’extrémité distal de la première fibre.
Par fibre optique monomode, on comprend une fibre dans laquelle la lumière ne peut se propager que dans un seul mode du champ électromagnétique ; par extension on comprend aussi une fibre optique dite « monomode effective » qui comprend plusieurs modes mais dans laquelle les conditions de couplage n'excitent qu'un seul mode (généralement le mode fondamental) qui confine la lumière durant toute la propagation (pas de fuite vers les autres modes).
Dans l'ensemble de la description, on pourra utiliser le terme « fibre optique monomode » pour évoquer aussi bien une fibre optique monomode individuelle qu'un cœur monomode d'une fibre optique multi-cœurs.
Le transport d’un champ pilote dans un cœur dédié de la fibre optique multi-cœurs permet de limiter les distorsions optiques subies par le champ pilote au fil de la fibre. En effet, si la seconde fibre est une fibre multimode, le champ pilote peut subir différentes distorsions, tandis que dans un cœur monomode d’une fibre multi-cœurs la figure d’amplitude et la figure de phase du champ pilote restent inchangés, mis à part un déphasage global.
Selon un ou plusieurs aspects de la présente invention, chacun des n champs pilotes peut être préalablement modulé à l’aide d’un modulateur de front d’onde (SLM), avant d’être injecté à l’extrémité proximale de la seconde fibre optique.
Une telle modulation des champs pilotes permet de compenser la distorsion optique, aussi minime soit-elle, subie par les champs pilotes au sein de la seconde fibre.
Le modulateur de front d’onde peut comprendre un miroir déformable segmenté ou un miroir à membrane, pour un fonctionnement en réflexion. Le modulateur de front d’onde peut comprendre une matrice de cristaux liquides, pour un fonctionnement en réflexion ou en transmission.
La mesure des champs résultants
La méthode de la présente invention comprend une étape qui consiste en l’estimation de la matrice de transmission de la première fibre optique, dans une conformation quelconque, à partir de la mesure des champs résultants de l’injection des n champs pilotes.
Le champ résultant E i,résultant de l’injection du champ pilote E i,champ pilote peut être mesuré à l’aide d’une caméra, tel un capteur CMOS ou CCD ; la caméra étant placée au niveau de l’extrémité proximale du tronçon proximal de la première fibre optique. L’extrémité proximale du tronçon proximal de la première fibre optique peut être couplée à une caméra à l’aide d’un dispositif optique tel un objectif.
La mesure d’un champ résultant consiste en la mesure de sa fonction de phase et d’amplitude.
La mesure, côté proximal de la première fibre optique, du champ résultant de l’injection d’un champ pilote (au niveau de l’extrémité distale du tronçon distal ou de l’extrémité distale du tronçon proximal de la première fibre optique) peut être effectuée selon différents modes de polarisation. De préférence, les champs résultants sont mesurés selon deux états de polarisation orthogonaux.
La mesure des champs résultants selon différents états de polarisation permet d’améliorer l’estimation de la matrice de transmission.
L’estimation de la matrice de transmission
Selon un mode de réalisation préféré, représenté à la , une chaîne de propulsion électrique d’un aéronef comporte une source de tension continue 1, un moteur électrique 2 et un module 3 d’électronique de puissance et de commande du moteur électrique. Le moteur électrique 2 est relié à une hélice 4.
Un circuit de puissance continu 5 sous la forme d’un harnais de puissance continu est d’une part relié à des bornes de sortie de la source de tension continue 1. Le harnais de puissance continu 5 est d’autre part relié à des bornes d’entrée du module 3 d’électronique de puissance et de commande du moteur électrique.
Un circuit de puissance triphasé 6 sous la forme d’un harnais de puissance triphasé est d’une part relié à des bornes de sortie du module 3 d’électronique de puissance et de commande du moteur électrique. Le harnais de puissance triphasé 6 est d’autre part relié à des bornes d’entrée du moteur électrique 2.
Le module 3 d’électronique de puissance et de commande du moteur électrique comporte un onduleur triphasé 31 qui comporte trois modules de puissance 31 1 , 31 2 et 31 3 respectivement reliés à une phase du harnais de puissance triphasé 6. Chaque module de puissance comporte deux bras de pont, à savoir un bras de pont haut et un bras de pont bas.
Chaque bras de pont comporte un interrupteur 31 1 1 , 31 1 2 , 31 2 1 31 2 2 , 31 31 et 31 3 2 . Chacun de ces interrupteurs est par exemple réalisé sous la forme d’un transistor IGBT avec une diode en parallèle.
Le module 3 d’électronique de puissance et de commande du moteur électrique comporte aussi un réservoir d’énergie 32 sous la forme d’un ou de plusieurs condensateurs.
Le module 3 d’électronique de puissance et de commande du moteur électrique comporte encore un sous-module 35 de commande du moteur électrique, et un sous-module 36 de pilotage de l’onduleur 31, en particulier des bras de pont de l’onduleur 31. Bien entendu, l’un de ces sous-modules ou les deux peuvent être des modules externes au module 3 d’électronique de puissance et de commande du moteur électrique et être connecté à ce dernier.
Des dispositifs de mesures de grandeurs électriques et de protection électrique des différents éléments de la chaine de propulsion équipent ces derniers. Ces dispositifs sont classiques et ne sont ni représentés ni décrit pour alléger la description de l’invention.
De même, les architectures et équipements de l’aéronef doivent respecter des exigences d’installation et de sécurité définies par les organismes réglementaires et de certification. Cela impose notamment de prévoir des moyens pour détecter et supprimer les défauts et empêcher leur propagation ainsi que celle de leurs effets induits.
Par conséquent, les composants sont dimensionnés pour tenir le temps de détection des pannes et de déclenchement des protections associés. Des dispositifs de protection supplémentaires peuvent être mis en œuvre dans l’architecture pour assurer une redondance. Par ailleurs, pour être performantes et compétitives, ces architectures doivent être optimisées en masse, fiabilité, coût. Ces aspects ne sont pas détaillés ici.
Le moteur 2 est par exemple un moteur synchrone triphasé à aimants permanents. Ce type de moteur présente de nombreux avantages : il est compact, il présente un bon rendement, un bon rapport puissance/masse et un couple élevé. Cependant, il ne lui est pas possible de contrôler l’excitation de l’inducteur. Par conséquent, le moteur électrique 2 présente l’inconvénient de se comporter en génératrice quand le moteur n’est pas piloté et que le rotor est mis en rotation sous l’effet d’une mise en roue-libre de l’hélice 4 alors qu’elle est en rotation, ou lorsque l’hélice est entrainée par des efforts aérodynamiques du vent (en anglais : windmilling). Ce phénomène crée une force électromotrice (FEM) sur les trois phases connectées au module 3 d’électronique de puissance et de commande du moteur électrique.
De manière connue, la source de tension continue 1 est équipée d’un système de protection 11 apte à isoler la source de tension en cas de défaut électrique dans la chaine de propulsion. Le système de protection 11, symbolisé par un interrupteur, est disposé entre la source de tension continue 1 et le circuit de puissance continu 5. Un système de surveillance de la source, non représenté, commande l’ouverture du système de protection en cas de défaut électrique. Lorsque la source de tension continue 1 est isolée, le moteur électrique 2 n’est plus commandé. Il peut alors passer en mode roue-libre et laisser tourner l’hélice en raison des précédents couples appliqués. Il est aussi possible que des efforts aérodynamiques (vent) sur l’hélice pendant n’importe quelle phase de vol maintiennent ou mettent en rotation le moteur électrique 2.
Lorsque le moteur électrique est ainsi mis en rotation, il se comporte alors en génératrice. Une source de courant est alors créée et, en l’absence de mesures correctrices, réalimente la chaine de propulsion et par conséquent le défaut électrique.
Dans la suite, on envisage le cas d’un défaut électrique dans la chaine de propulsion.
La représente le cas où le défaut électrique est un court-circuit CC sur le harnais de puissance continu 5. En d’autres termes, les bornes d’entrée positive et négative du module 3 d’électronique de puissance et de commande du moteur électrique sont en court-circuit. Dans ce cas, le circuit de protection 11 de la source s’ouvre en amont du défaut électrique CC pour protéger la source de tension continue 1. A la suite de cette ouverture, le moteur électrique 2 continue à tourner et devient génératrice ce qui a pour conséquence d’alimenter le court-circuit sur le harnais de puissance continu 5.
Le courant généré par le moteur électrique en mode génératrice devient égal à la force électromotrice divisée par l’impédance du moteur électrique 2, où la force électromotrice est l’image de la vitesse moteur. Il n’y a pas d’élément d’ouverture entre le moteur électrique 2 et le module 3 d’électronique de puissance et de commande du moteur électrique pour des raisons de limitation de poids et d’encombrement.
Comme illustré à la , la deuxième couche 112 est déposée sur la première couche 111 selon deux orientations orthogonales l'une avec l'autre dans laquelle des fibres longues du matériel de renfort se croisent les unes avec les autres, de préférence il peut s'agir d'un croisement orthogonal.
Avantageusement, le matériau de renfort est déposé de sorte à ce que les fibres longues soient réparties de manière anisotrope.
Selon un autre exemple, les fibres longues formant la deuxième couche 112 sont orientées de manière aléatoire.
Selon un mode de réalisation particulier, les fibres longues s'étendent de manière continue sur toute la largeur de la première couche 111.
Formation de la troisième couche
ETAPE DÉPÔT DE LA TROISIÈME COUCHE
Selon l'exemple illustré à la , l’étape de dépôt de la troisième couche 113 s’effectue de manière similaire à l'étape de dépôt de la première couche 111 sur la surface de dépose 200a..
En effet, un deuxième matériau thermoplastique, pouvant être identique au premier matériau thermoplastique de la première couche 111, est déposé sur la deuxième couche 112.
Avantageusement, le deuxième matériau thermoplastique est à l'état solide et est préalablement découpé afin de permettre une montée à la température de la troisième couche 113 à la température de fusion du deuxième matériau thermoplastique plus rapide.
Ainsi, le deuxième matériau thermoplastique est déposé sur la deuxième couche 112 de sorte à recouvrir les fibres longues afin de permettre une protection celles-ci et ainsi leur assurer qu’elles puissent supporter une deuxième étape de cuisson tout en préservant leurs caractéristiques mécaniques.
DEUXIÈME ÉTAPE DE CUISSON
Comme illustré à la , et selon un exemple, l'empilement 110 est positionné à proximité du dispositif de chauffage 300 de sorte à ce que l'élément chauffant 301 augmente la température de la troisième couche 113 de sorte à ce que celle-ci atteigne le point de fusion du deuxième matériau thermoplastique.
Avantageusement, l'élément chauffant 301 émet une source de chaleur qui se répand verticalement du haut vers le bas afin de chauffer plus spécifiquement la troisième couche 113 en tant que couche supérieure de l’empilement 110 dans cette configuration.
Lors de la deuxième étape de cuisson, une portion superficielle inférieure de la troisième couche 113b à l’état fondu entre en contact avec la deuxième couche et ainsi permet la solidarisation de la troisième couche 113 avec la deuxième couche 112.
La configuration fibreuse et parfois non régulière du matériau de renfort de la deuxième couche 112 permet avantageusement un engloutissement de la troisième couche 113 à travers la deuxième couche 112 de sorte à ce que la troisième couche 113 se solidarise à l’empilement au contact de la première couche 111.
Comme illustré à la , dès lors que la troisième couche 113 et fondue, elle se répartit avantageusement autour des fibres longues de la deuxième couche 112 et en refroidissant, elle vient se solidariser avec le matériau de renfort de la deuxième couche 112.
est un schéma fonctionnel d’un banc de mesures selon la présente invention ;
est un organigramme représentant un procédé de caractérisation en mode impulsionnel selon un premier mode de réalisation de la présente invention ;
illustre une mesure de type « gate-lag » à titre d’exemple ;
montre différentes courbes à titre d’exemple du niveau de compression du transistor sous test en fonction de l’excursion en tension de drain du transistor sous test, pour différentes valeurs d’impédance de charge ;
représente une courbe à titre d’exemple de l’excursion en tension de grille du transistor sous test en fonction de la puissance d’une impulsion RF appliquée sur la grille du transistor sous test, ainsi qu’une courbe à titre d’exemple de l’excursion en tension de grille du transistor sous test en fonction de l’excursion en tension de drain du transistor sous test ;
est un diagramme à titre d’exemple représentant les différents couples (N1, N2) utilisés lors du procédé de caractérisation de la présente invention ;
représente un réseau I-V à titre d’exemple mesuré à l’aide du procédé de caractérisation selon la présente invention ;
est un schéma à titre d’exemple représentant trois zones de mesure du réseau I-V correspondant à trois niveaux de puissance RF différents dans le cas du premier mode de réalisation de la présente invention ;
représente trois réseaux I-V différents mesurés respectivement à l’aide d’une technique existante à simple impulsion, d’une technique existante à double impulsion et du procédé de caractérisation selon la présente invention ;
est un organigramme représentant un procédé de caractérisation en mode impulsionnel selon un second mode de réalisation de la présente invention ; et
est un schéma à titre d’exemple représentant trois zones de mesure du réseau I-V correspondant à trois niveaux de puissance RF différents dans le cas du second mode de réalisation de la présente invention.
Si l’on se réfère à la , on peut voir qu’il y est représenté le schéma de principe d’un banc de mesures 1 selon la présente invention pour la caractérisation en mode impulsionnel d’un transistor 2 qui est un transistor à semi-conducteur III-V tel qu’un transistor de type GaN.
Le transistor 2 comprend une grille 2a, un drain 2b et une source 2c reliée à la masse.
Le banc de mesures 1 comprend un générateur radiofréquence (RF) impulsionnel 3, une première source de tension DC impulsionnelle 4, une seconde source de tension DC impulsionnelle 5, un premier té de polarisation 6 et un second té de polarisation 7.
Le générateur RF impulsionnel 3 et la première source de tension DC impulsionnelle 4 sont reliées à la grille 2a du transistor 2 par l’intermédiaire du premier té de polarisation 6.
Le premier té de polarisation 6 comprend un condensateur 6a relié entre le générateur RF impulsionnel 3 et la grille 2a du transistor 2, et une bobine d’inductance 6b reliée entre la première source de tension DC impulsionnelle 4 et la grille 2a du transistor 2. Ainsi, le premier té de polarisation 6 permet uniquement le passage des signaux alternatifs (AC pour « Alternative Current ») entre le générateur RF impulsionnel 3 et la grille 2a du transistor 2, et uniquement le passage de la tension DC entre la première source de tension DC impulsionnelle 4 et la grille 2a du transistor 2.
Dans ce mode de réalisation (comme dans celui des figures 5 et 6) la pression extérieure a bien une action globale nulle sur l’élément mobile 4 car la pression extérieure ou ambiante, telle qu’atmosphérique, qui s’exerce sur l’élément mobile 4 par l’orifice 12 de la sortie 8 de la soupape, n’a bien pas d’incidence sur l’effort appliqué à l’élément mobile 4 : elle s’applique en effet en sens opposé vers le bas et vers le haut respectivement sur les mêmes surfaces des deux sections égales d’étanchéité du piston 4 1 , l’une étant la surface de la section du joint d’étanchéité de la paroi périphérique cylindrique 19 du piston 4 par rapport à l’alésage 6 du corps creux 1 dans lequel il coulisse et l’autre étant la surface délimitée par la section d’étanchéité de son siège d’appui 10 étanche qui ferme l’entrée 7.
Pour assurer une certaine indépendance de la pression intérieure régnant dans la chambre 3 étanche par rapport aux variations de température extérieure, au moins la partie extérieure du corps creux 1 est réalisée en matériau très bon isolant.
Et pour obtenir une indépendance encore plus forte aux variations de température, la chambre 3 peut être tirée au moins partiellement au vide à 0,5 bar, et de préférence 0,1 ou 0,2 bar de pression maximum : en effet l’objectif étant de réduire l’effet de la température sur la pression de référence régnant dans la chambre 3 (dont le volume est constant) et qui s’exerce sur la face interne de l’élément mobile 4, plus la pression de référence est basse, plus la variation de cette pression en fonction de la température va être limitée et par conséquent aura moins d’impact sur le réglage de l’ouverture du clapet de la soupape, formé par la face dite externe 15 de l’élément mobile 4, lequel réglage ayant été réalisé à température ambiante : il a été ainsi déterminé qu’il faut une pression de référence maximum définie suivant la précision souhaitée, la force du moyen de compensation (assurant la force d’appui sur l’élément mobile 4, comme le ressort 2), et la pression d’entrée du gaz dans la soupape, et qui est de 0,5 bar maximum et de préférence de 0.1 ou 0,2 bar pour que l’impact de la température soit acceptable pour la présente invention.
Dans ce premier mode de réalisation avec un joint torique 5 entre le piston 4 et l’alésage 6 du corps ceux 1, on peut par ailleurs noter que de tels joints comportent un débit de fuite naturel : or dans une application type aéronautique on aura des variations de pression extérieure journalières en opérations. Cependant les taux de fuite de ces joints traditionnels étant faibles, il faut plusieurs semaines ou mois pour que ce taux de fuite soit impactant : en effet la pression de référence dans la chambre étanche 3 va rester quand même quasi constante d’une opération à l’autre car la pression moyenne extérieure au fil des jours et des mois d’opération de l’avion étant constante, celle de la chambre 3 va donc rester à cette valeur moyenne.
Deuxième exemple de réalisation Le deuxième mode de réalisation suivant la présente deux différences et améliorations par rapport à l’exemple précèdent :
- une membrane métallique 5 2 est utilisée pour remplacer le joint torique 5 1 : l’étanchéité entre le piston 4 1 et l’alésage 6 de la chambre 3, dans lequel il coulisse, est alors assuré par au moins une membrane 5 2 , métallique ou en élastomère, couvrant d’une manière continue au moins toute la périphérie du piston 4 1 sur laquelle elle est fixée d’une manière étanche (tel que par soudure et/ou en couvrant la totalité de la surface interne 14 du piston 4, comme représenté sur la ), et reliant la face interne 14 du piston 4 1 avec la paroi de l’alésage 6 sur laquelle elle est également fixée d’une manière étanche (tel que par soudure et/ou par immobilisation entre deux parties de la paroi 12 du corps creux 1 s’emboitant l’une dans l’autre d’une manière très ajustée et bien serrée pour assurer l’étanchéité, comme représenté sur la ). Cette solution est plus adaptée, par rapport à la précédente de la , à des différentiels de pression (en dépression ou surpression) plus importants et durant plus longtemps, tel que plusieurs mois par exemple : elle palie le problème du taux de fuite des joints mais est certes plus complexe à réaliser afin d’éviter toute micro fuite éventuelle. De plus cette solution permet de supprimer les forces de frottement des joints, et donc d’améliorer la précision de la pression d’ouverture, (pas d’hystérésis dû à ces frottements, pas de variation de force de frottement du au comportement du joint dans le temps et fonction de la température)
- pour améliorer également l’indépendance du dispositif par rapport aux variations de température extérieure et donc ne pas avoir de dépendance, en plus de la pression, par rapport à cette température extérieure, le corps creux 1 est constituée d’une double paroi 1 1 ,1 2 qui constitue une chambre d’isolation thermique 22 contenant un fluide isolant et dont la paroi externe 1 1 supporte le joint 10 1 d’appui du piston 4 et l’orifice d’entrée 13 : ainsi la sortie 8 communique non pas directement avec l’intérieur du corps creux 1 mais dans la double paroi avec l’intérieur de cette chambre thermique 22 par un orifice de décharge 12, qui est représenté radial mais qui pourrait être réalisé n’importe où dans la double paroi qui constitue cette chambre 22, l’essentiel étant, pour que la sortie 8 de soupape soit « compensée » comme dans le mode de réalisation de la , que la pression externe rentrant par la sortie 7 s’exerce perpendiculairement à la paroi périphérique 19 du piston 4 qui dépasse vers le bas de la paroi interne 1 2 du corps creux 1 en position de fermeture du piston 4 formant clapet de soupape.
Troisième exemple de réalisation Dans le cas où il est nécessaire de ne pas avoir de dépendance thermique à l’atmosphère, le présent exemple de réalisation représenté sur les figures 3 et 4, permet comme le précédent exemple de mieux garder la pression de référence constante dans la chambre 3 que dans le premier exemple de la .
En effet les parois de la chambre étanche 3 y sont constituées, non pas par la double paroi interne 1 1 du corps creux 1 mais par un manchon 20 cylindrique d’axe XX’, qui est de préférence métallique, plissé ondulé déformable, dans le sens d’un allongement vers le bas ou d’un raccourcissement vers le haut, et de deux supports en forme de disques pleins fermant chacun une extrémité du manchon 20 et dont l’un est l’élément mobile 4 2 et l’autre un élément 16 1 du fond 16 du corps creux 1, et comportant une succession d’ondes circulaires coaxiales 21 superposées et s’étendant parallèlement les unes aux autres dans une direction perpendiculaire à l’axe XX’.
Ce manchon soufflet 20 peut assurer lui-même la fonction du moyen ressort 2 s’il permet de générer l’effort élastique suffisant pour le réglage de la pression voulue d’ouverture de la soupape par déplacement de l’élément mobile 4 2 , mais il peut-être aussi complété si nécessaire par un ressort 2 comme représenté sur les figures 3 et 4 ou par tout autre moyen permettant un appui complémentaire sur la face dite interne 14 de l’élément mobile 4 suivant une force prédéterminée.
La chambre 3 intérieure et étanche du soufflet 20 peut également être mise sous vide pour en améliorer ainsi encore plus son indépendance par rapport à la température extérieure, comme du reste dans les deux modes de réalisation précédents, pendant l’opération de montage du dispositif, au travers d’un clapet anti retour, puis la chambre 3 est fermée hermétiquement par un bouchon spécifique, soudé et scellé.